ANEJO Nº 6. GEOTÉCNIA

PROYECTO BÁSICO DE PLATAFORMA DE INTEGRACIÓN URBANA Y ACONDICIONAMIENTO DE LA RED FERROVIARIA DE OURENSE. TRAMO: TABOADELA-SEIXALBO

ANEJO Nº 6. GEOTÉCNIA

ANEJO Nº 6. GEOTECNIA

PROYECTO BÁSICO DE PLATAFORMA DE INTEGRACIÓN URBANA Y ACONDICIONAMIENTO DE LA RED FERROVIARIA DE OURENSE. TRAMO: TABOADELA-SEIXALBO INDICE

ANEJO N 6

GEOTECNIA

ÍNDICE

1. INTRODUCCIÓN ............................................................................................................................................... 1 1.1. OBJETO ............................................................................................................................................. 1 1.2. BREVE RESUMEN DEL PROYECTO ............................................................................................... 1 1.3. INFORMACIÓN UTILIZADA ............................................................................................................... 2

2. CAMPAÑA DE INVESTIGACIÓN GEOTÉCNICA ............................................................................................. 5 2.1. CARTOGRAFÍA GEOLÓGICO - GEOTÉCNICA ............................................................................... 5 2.2. PERFIL LONGITUDINAL Y PERFILES TRANSVERSALES ............................................................. 5 2.3. INVESTIGACIÓN DE CAMPO ........................................................................................................... 6

2.3.1. Proyecto .......................................................................................................................................... 7 2.3.2. Estudio Geológico-Geotécnico ..................................................................................................... 11 2.3.3. Estudio Informativo ........................................................................................................................ 17 2.3.4. Otros Estudios ............................................................................................................................... 17 2.3.5. Propuesta de campaña geotécnica complementaria en obra ...................................................... 17

2.4. ENSAYOS DE LABORATORIO ....................................................................................................... 19 2.5. INVENTARIO DE TALUDES ............................................................................................................ 20

3. ANÁLISIS DE LOS RESULTADOS DE LOS RECONOCIMIENTOS. CARACTERIZACIÓN GEOTÉCNICA DE LOS MATERIALES ............................................................................................................................... 20 3.1. GENERAL ......................................................................................................................................... 20 3.2. METODOLOGÍA ............................................................................................................................... 23 3.3. RELLENOS R1 ................................................................................................................................. 24 3.4. RELLENOS R2, RP Y RE ................................................................................................................ 25 3.5. TIERRA VEGETAL ........................................................................................................................... 26 3.6. FORMACIÓN QFV ............................................................................................................................. 28

3.6.1. General .......................................................................................................................................... 28 3.6.2. Identificación y Estado .................................................................................................................. 29 3.6.3. Ensayos sobre aprovechamiento de materiales .......................................................................... 30 3.6.4. Resistencia .................................................................................................................................... 31 3.6.5. Deformabilidad .............................................................................................................................. 35

3.7. FORMACIÓN QCE ............................................................................................................................. 35 3.7.1. General .......................................................................................................................................... 35 3.7.2. Identificación y Estado .................................................................................................................. 36 3.7.3. Compactación y CBR .................................................................................................................... 37 3.7.4. Resistencia .................................................................................................................................... 38 3.7.5. Deformabilidad .............................................................................................................................. 38

3.8. FORMACIÓN CEDF ........................................................................................................................... 39 3.8.1. General .......................................................................................................................................... 39 3.8.2. Identificación y Estado .................................................................................................................. 39 3.8.3. Compactación y CBR .................................................................................................................... 41 3.8.4. Otros ensayos sobre aprovechamiento de materiales ................................................................. 41 3.8.5. Resistencia .................................................................................................................................... 42 3.8.6. Deformabilidad .............................................................................................................................. 43

3.9. SUELOS ELUVIALES (JABRES). FORMACIONES SGR, SGRODE, SEP Y SAPL ................................. 43

3.9.1. General .......................................................................................................................................... 43 3.9.2. Identificación y Estado .................................................................................................................. 44 3.9.3. Compactación y CBR .................................................................................................................... 45 3.9.4. Otros ensayos sobre aprovechamiento de materiales ................................................................. 46 3.9.5. Resistencia .................................................................................................................................... 47 3.9.6. Deformabilidad .............................................................................................................................. 50 3.9.7. Otros Ensayos ............................................................................................................................... 51

3.10. FORMACIÓN ZH ............................................................................................................................... 51 3.10.1. General ........................................................................................................................................ 51 3.10.2. Identificación y Estado ................................................................................................................ 52 3.10.3. Resistencia .................................................................................................................................. 53 3.10.4. Deformabilidad ............................................................................................................................ 55

3.11. SUSTRATO GRANÍTICO METEORIZADO. FORMACIONES GR Y GRODE, GM IV ......................... 56 3.11.1. General ........................................................................................................................................ 56 3.11.2. Identificación y Estado ................................................................................................................ 57 3.11.3. Compactación y CBR .................................................................................................................. 58 3.11.4. Resistencia .................................................................................................................................. 58 3.11.5. Deformabilidad ............................................................................................................................ 59 3.11.6. Otros Ensayos ............................................................................................................................. 60

3.12. ZONAS DE BRECHIFICACIÓN HIDROTERMAL, ZBH ..................................................................... 60 3.12.1. General ........................................................................................................................................ 60 3.12.2. Identificación y Estado ................................................................................................................ 61 3.12.3. Resistencia .................................................................................................................................. 62 3.12.4. Deformabilidad ............................................................................................................................ 62

3.13. SUSTRATO GRANÍTICO SANO. FORMACIONES GR, GRODE, APL Y EP, GM I-III .......................... 63 3.13.1. General ........................................................................................................................................ 63 3.13.2. Características de la roca matriz................................................................................................. 63 3.13.3. Características del macizo rocoso. Tramo PK 0+000 – PK 6+150 ............................................ 76 3.13.4. Características del macizo rocoso. Tramo PK 6+150 - Final ..................................................... 83 3.13.5. Utilización .................................................................................................................................... 86

3.14. RESUMEN DE LA CARACTERIZACIÓN GEOTÉCNICA DE LOS MATERIALES .......................... 86

4. NIVEL FREÁTICO ............................................................................................................................................ 89

5. SISMICIDAD ..................................................................................................................................................... 91

6. GEOTECNIA DE LAS OBRAS DE TIERRA ..................................................................................................... 92 6.1. CAPA DE FORMA ............................................................................................................................. 92 6.2. COEFICIENTES DE PASO Y ESPONJAMIENTO ........................................................................... 93 6.3. DESMONTES .................................................................................................................................... 95

6.3.1. General .......................................................................................................................................... 95 6.3.2. Criterios de diseño ........................................................................................................................ 97 6.3.3. Materiales .................................................................................................................................... 107 6.3.4. Excavabilidad .............................................................................................................................. 107 6.3.5. Caracterización y tratamiento del fondo de la excavación ......................................................... 108


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6.3.6. Análisis de estabilidad de desmontes en roca ............................................................................ 108 6.3.7. Análisis de estabilidad de desmontes en suelos ........................................................................ 111 6.3.8. Sistemas de protección y refuerzo de taludes ............................................................................ 112 6.3.9. Estudio individualizado de los desmontes .................................................................................. 114 6.3.10. Instrumentación de los muros claveteados ............................................................................... 171 6.3.11. Drenaje de los muros claveteados ............................................................................................ 173 6.3.12. Tabla Resumen de Desmontes ................................................................................................. 174

6.4. RELLENOS ..................................................................................................................................... 178 6.4.1. General ........................................................................................................................................ 178 6.4.2. Características generales del cimiento ....................................................................................... 178 6.4.3. Preparación del cimiento ............................................................................................................. 179 6.4.4. Materiales y puesta en obra ........................................................................................................ 182 6.4.5. Análisis de estabilidad ................................................................................................................. 183 6.4.6. Análisis de asientos ..................................................................................................................... 184 6.4.7. Estudio individualizado de los rellenos ........................................................................................ 185 6.4.8. Tabla Resumen de Rellenos ....................................................................................................... 211

6.5. OTRAS OBRAS DE TIERRA .......................................................................................................... 214 6.5.1. Introducción.................................................................................................................................. 214 6.5.2. Caminos, variantes de caminos y desvíos provisionales ........................................................... 214 6.5.3. Zonas de relleno de sobrantes .................................................................................................... 217

6.6. AUSCULTACIÓN DE LA PLATAFORMA ....................................................................................... 217 6.6.1. Auscultación de la Vía ................................................................................................................. 217

7. GEOTECNIA DE LA CIMENTACION DE ESTRUCTURAS .......................................................................... 219 7.1. INTRODUCCIÓN ............................................................................................................................ 219 7.2. RELACIÓN DE ESTRUCTURAS .................................................................................................... 220 7.3. CONDICIONES GENERALES DE LA CIMENTACIÓN DE ESTRUCTURAS ................................ 224

7.3.1. Descripción general de las condiciones del subsuelo ................................................................ 224 7.3.2. Agresividad al hormigón .............................................................................................................. 224 7.3.3. Sismicidad .................................................................................................................................... 224

7.4. CRITERIOS PARA EL DISEÑO DE LAS CIMENTACIONES ........................................................ 225 7.4.1. Cimentación directa ..................................................................................................................... 225 7.4.2. Cimentación profunda .................................................................................................................. 227

7.5. CONDICIONES DE CIMENTACIÓN DE LAS OBRAS DE FÁBRICA ............................................ 227 7.5.1. Viaducto sobre el río Mesón de Calvos....................................................................................... 227 7.5.2. Viaducto sobre el Regueiro de San Benito ................................................................................. 230 7.5.3. Viaducto sobre Carretera N-525 y río Barbaña........................................................................... 232 7.5.4. Viaducto sobre la Carretera Bemposta-N-525 ............................................................................ 235 7.5.5. Viaducto sobre la Carretera OU-105 ........................................................................................... 236 7.5.6. Viaducto sobre el Vial Rairo-Bemposta....................................................................................... 239 7.5.7. Paso Superior PS-0.0 .................................................................................................................. 241 7.5.8. Paso Superior PS-8.6 .................................................................................................................. 242 7.5.9. Paso Inferior PI-0.7 ...................................................................................................................... 244 7.5.10. Paso Inferior PI-2.0 .................................................................................................................... 245 7.5.11. Paso Inferior PI-7.0 .................................................................................................................... 246 7.5.12. Paso Inferior PI-7.8 .................................................................................................................... 247 7.5.13. Túneles Artificiales ..................................................................................................................... 249 7.5.14. Obras de drenaje singulares ..................................................................................................... 250

8. GEOTECNIA DE TÚNELES ........................................................................................................................... 255

9. RESUMEN Y CONCLUSIONES .................................................................................................................... 256 9.1. INFORMACIÓN UTILIZADA Y CAMPAÑA DE INVESTIGACIÓN GEOTÉCNICA ........................ 256 9.2. CARACTERÍSTICAS GEOTÉCNICAS DE LOS MATERIALES ..................................................... 256

9.3. NIVEL FREÁTICO .......................................................................................................................... 257 9.4. SISMICIDAD ................................................................................................................................... 258 9.5. CAPA DE FORMA .......................................................................................................................... 258 9.6. COEFICIENTES DE PASO Y ESPONJAMIENTO ......................................................................... 258 9.7. DESMONTES ................................................................................................................................. 258 9.8. RELLENOS ..................................................................................................................................... 260 9.9. GEOTECNIA DE LA CIMENTACIÓN DE ESTRUCTURAS ........................................................... 262

FIGURAS

LEYENDA DE LA PLANTA GEOLÓGICO-GEOTÉCNICA

PLANTA GEOLÓGICO-GEOTÉCNICA. ESCALA 1:1000

LEYENDA DEL PERFIL LONGITUDINAL GEOLÓGICO-GEOTÉCNICO

PERFIL LONGITUDINAL GEOLÓGICO-GEOTÉCNICO

PERFILES TRANSVERSALES GEOLÓGICO-GEOTÉCNICOS

APÉNDICES

APÉNDICE Nº 1. INVESTIGACIÓN DE CAMPO

APÉNDICE Nº 2. ENSAYOS DE LABORATORIO

APÉNDICE Nº 3. CARACTERIZACIÓN GEOMECÁNICA DEL MACIZO ROCOSO.

ÍNDICE RMR EN SONDEOS

APÉNDICE Nº 4. CÁLCULOS DE ESTABILIDAD DE DESMONTES Y MURO

CLAVETEADO

APÉNDICE Nº 5. CÁLCULOS DE ESTABILIDAD Y ASIENTOS DE RELLENOS


PROYECTO BÁSICO DE PLATAFORMA DE INTEGRACIÓN URBANA Y ACONDICIONAMIENTO DE LA RED FERROVIARIA DE OURENSE. TRAMO: TABOADELA-SEIXALBO Pág. 6.1

1. INTRODUCCIÓN

1.1. OBJETO

Este documento corresponde al anejo nº 6 “Geotecnia” del “Proyecto de Plataforma de

Integración Urbana y Acondicionamiento de la Red Ferroviaria de Ourense. Tramo

Taboadela – Seixalbo”.

Este estudio ha tenido por objeto analizar, desde un punto de vista geotécnico, la traza

adoptada, definir la caracterización de los materiales, los taludes de desmontes y rellenos,

los métodos de excavación, la cimentación de las estructuras proyectadas, así como el

análisis del aprovechamiento de los materiales en la obra, si bien este último aspecto se

desarrolla más ampliamente en el Anejo nº 4 Estudio de Materiales. Los aspectos

relacionados con los túneles se analizan en el Anejo 12 y los relacionados con la geología e

hidrogeología en el Anejo nº 3.

Parte importante de la información que se ha utilizado para la redacción de este documento

se ha obtenido de un Estudio Geológico-Geotécnico contratado por parte del Administrador

de Infraestructuras Ferroviarias (ADIF) a la UTE GOC-Sondeos del Bierzo cuyo título es:

“Estudio Geológico-Geotécnico. Integración Urbana y Acondicionamiento de la Red

Ferroviaria de Ourense”. En el resto del anejo, a menudo se hará referencia a este estudio

denominándolo de forma abreviada como EGG.

La información del EGG ha sido completada por el equipo redactor del Proyecto con nuevos

datos obtenidos específicamente para este estudio, como una nueva cartografía geológico-

geotécnica a escala 1:2.000 (la del EGG está realizada sobre topografía de menor detalle y

queda en buena parte desplazada de la traza actual debido a cambios en el trazado), la

ampliación del inventario de taludes, la toma de nuevos datos geomecánicos, la ampliación

del inventario de puntos de agua y la recopilación de cuantas informaciones se han

considerado de interés para el proyecto. Posteriormente se realizó una campaña de

investigación geotécnica mecánica complementaria (sondeos, calicatas y penetrómetros)

centrada en la traza actual y que amplió el grado de conocimiento inicial del trazado.

1.2. BREVE RESUMEN DEL PROYECTO

El tramo de proyecto forma parte de la línea de alta velocidad entre Madrid y Galicia, y

como se indica el título del proyecto discurre por las cercanías de la ciudad de Orense,

concretamente a unos 8 km al sur de la misma. La longitud de la nueva plataforma de alta

velocidad es de unos 9,2 km y su trazado en planta comienza con una curva que en su zona

inicial presenta orientación E-O y gira de forma progresiva en sentido dextrógiro hasta tomar

dirección entre S-N y SSO-NNE para terminar con una alineación en recta de más de 2 km

de longitud, donde además la nueva plataforma se coloca de forma progresiva adyacente a

la del ferrocarril actual por el lado derecho de este.

Atraviesa en su totalidad un medio rural con pequeñas localidades y agrupaciones de

viviendas aisladas (Puntiñas, O Rego, Espiñeiro, Mesón do Calvos, Santa Leocadia, Souto

Bravo, Rante, A Casanova, Bemposta, Seixalbo y Zain), rodeados de prados y monte de

pinos, robledales y castaños, abundante monte bajo, especialmente en las zonas de mayor

relieve que corresponden a la zona central del tramo (túnel de Rante). Después de esta

zona y antes del cruce del valle del río Barbaña, se sitúa muy próximo a la traza y junto a la

carretera N-525, el polígono industrial Barreiros, de dimensiones notables. La densidad de

viviendas aumenta según la mayor proximidad a la ciudad de Ourense formando un medio

periurbano. El tramo atraviesa importantes vías de comunicación, como la carretera N-525

en zona inicial, el FFCC Zamora- Ourense también al principio y adyacente en la mayor

parte del final del tramo y un tramo de carretera de reciente construcción denominado “Nova

Vía de Conexión Rairo (CV-401) – Bemposta (OU-105)”, además de otras carreteras

menores (OU-105) y numerosos caminos en muchos casos asfaltados. En la parte media,

estas vías secundarias no se verán afectados por el proyecto, ya que la nueva traza se ha

proyectado en túnel (túnel de Rante).



El terreno presenta una topografía relativamente suave en la zona inicial del tramo y

bastante más abrupta en su zona central (túnel de Rante), donde existe una zona elevada y

aplanada en su parte alta, que presenta laderas de pendiente acusada en sus bordes, sobre

todo en la zona del río Barbaña. Además de esta elevación topográfica, existen pequeñas

elevaciones de cerros graníticos aislados como el de Santa Águeda y el de Curuxeirán. El

resto del relieve se compone de un abundante número de vaguadas, de escasa cuenca,

dispuestas en distintas direcciones aunque a menudo cortando de forma transversal al

tramo, y.

Desde el punto de vista del estudio geotécnico las unidades de obra principales con el

nuevo trazado son:

- Diez desmontes con una longitud total acumulada en el eje de aproximadamente

1804 m y una altura máxima del orden de unos 27 m en el eje. En conjunto suponen

el 20% del total de la traza.

- Doce rellenos con una longitud total acumulada en el eje de aproximadamente 2720

m y una altura máxima del orden de unos 20 m en el eje. En conjunto suponen el

29% del total de la traza.

- Dos túneles en mina ferroviario de vía doble, túneles de Rante y Curuxeirán, con una

longitud de 3410 y 125 m respectivamente, que representan el 38% de la longitud del

total del conjunto del tramo.

- Tres túneles en mina para las galerías de salida de emergencia 1, 2 y 3 del túnel de

Rante con unas longitudes de 185, 456 y 315 m respectivamente (longitud

acumulada de 956 m).

- Seis viaductos con las siguientes longitudes: 427 m sobre el río Mesón de Calvos;

130 m sobre el regueiro San Benito; 370 m en el cruce del río Barbaña y de la

carretera N-525; 30 m sobre el futuro vial Circunvalación Leste; 60 m en el cruce

carretera OU-105; y 175 m el viaducto sobre la carretera Rairo - Bemposta. En

conjunto representan el 13 % de la longitud del total del conjunto del tramo

Además también ha sido necesario proyectar 6 estructuras nuevas (2 pasos superiores y 4

pasos inferiores), además de varios muros, a veces de longitudes considerables y

numerosas obras de drenaje.

1.3. INFORMACIÓN UTILIZADA

Para cumplir el objeto y alcance del Anejo, la mayoría de la información que se ha utilizado

inicialmente se puede dividir en dos grupos en función de su procedencia: un primer grupo

facilitado por Adif que corresponde al Estudio Informativo del proyecto, el Estudio Geológico

– Geotécnico, el Estudio Hidrogeológico y el perfil geológico de D. Daniel Arias y un

segundo grupo correspondiente a los mapas geológicos y la bibliografía técnica general

específica de la zona de estudio (tesis, informes, memorias, artículos, etc.).

Las referencias completas del primer grupo de estudios son las siguientes:

- “Estudio Informativo del Proyecto de Integración Urbana y Acondicionamiento de la

Red Ferroviaria de Ourense” realizado para la Dirección General de Ferrocarriles por

ETT Proyectos con fecha septiembre de 2009 y denominado en este proyecto de

forma abreviada como EI. Como ya se ha indicado, la mayor parte de la información y

de la investigación realizada para este estudio tiene una utilidad limitada para el

proyecto debido a las modificaciones sustanciales tanto en planta como en rasante

que se han realizado sobre el trazado. Además, el ámbito del tramo del Estudio

Informativo prácticamente tiene dos tercios más de longitud que el analizado en este

Proyecto, por lo que la mayor parte de la investigación realizada en él se encuentra

fuera de la zona de estudio.



- “Estudio Geológico-Geotécnico. Integración Urbana y Acondicionamiento de la Red

Ferroviaria de Ourense” realizado para Adif por la UTE GOC-Sondeos del Bierzo con

fecha octubre de 2011 y denominado en este proyecto de forma abreviada como

EGG. Como en el caso anterior, buena parte de la información y de la investigación

realizada para este estudio tiene una utilidad limitada para el proyecto ya que para el

estudio geotécnico se utilizó el trazado del Estudio Informativo, que como se ha

indicado, en su mayor parte ha sido modificado de forma sustancial tanto en planta

como en rasante. El tramo del Estudio Geológico – Geotécnico tiene

aproximadamente el doble de la longitud del tramo de Proyecto. Sin embargo y

aunque se estudió una traza distinta de la de proyecto, casi toda la investigación

realizada en el EGG en la zona correspondiente a este proyecto es utilizable ya que

se encuentra próxima a la traza actual, aunque hay que indicar que mucha de la

investigación se realizó con una finalidad distinta que para la que luego se ha

utilizado su información.

- “Estudio y Seguimiento Hidrogeológico del Corredor Norte – Noroeste de Alta

Velocidad Madrid – Galicia. Tramo Requejo - Ourense” realizado para Adif por la UTE

Inocsa – Amphos21 con fecha enero de 2012. En la documentación de este estudio

la traza analizada no se corresponde con la que se estudia en este proyecto.

- “Estudio Hidrogeológico de Integración Urbana y Acondicionamiento de la Red

Ferroviaria de Ourense” realizado para Adif por Aecom Inocsa, S.L.U. con fecha

mayo de 2013. En la documentación de este estudio una de las trazas analizadas se

corresponde con la que se estudia en este proyecto.

- Perfil longitudinal Geológico-Geotécnico a escala horizontal 1:2.000 y vertical 1:1.000

realizado por D. Daniel Arias dentro de las labores de asesoría geológico-geotécnica

que realiza para Adif en base a los datos obtenidos en el EGG. El modelo geológico

general representado en este perfil ha sido el adoptado tanto en el EGG como en

este proyecto, si bien el perfil definitivo ha sido modificado por Ginprosa en algunas

zonas en base a la nueva información obtenida de la campaña geotécnica

complementaria realizada para este proyecto.

“Circunvalación Leste de Ourense. Treito: (OU-105) Bemposta – N525” realizado

para la Xunta de Galicia por Itros y denominado en este proyecto de forma abreviada

como CL. De este estudio se ha utilizado la información de 2 sondeos y dos catas

realizados en la zona de cruce de la futura carretera con la actual línea de ferrocarril

y con la futura LAV.

Los mapas y la bibliografía técnica general consultados son los siguientes:

Hojas Nº 225 (Ribadavia) y Nº 226 (Allariz) del Mapa Geológico de España. Serie

Magna. Escala 1/50.000, IGME, año 1974.

Hoja Nº 17/27 (Ourense/Verín) del Mapa Geológico de España. Escala 1/200.000,

IGME, año 1988.

Mapa Hidrogeológico de Galicia (formato digital). Escala 1/200.000, IGME, año 1991.

Mapa Hidroxeolóxico de Galicia. Escala 1/250.000, Xunta de Galicia, año 2004.

“Aguas subterráneas y medio ambiente en Galicia“. Samper Calvete, J. Xunta de Galicia.

Año 2003.

“El patrimonio hidromineral de la comunidad autónoma de Galicia”. Ramírez Ortega, A.

Rial Lemos, M.A. y Ramírez Masferrer, en Panorama actual de las aguas minerales y

mineromedicinales en España. IGME. Año 2001.



“Síntesis de la propuesta de proyecto de Plan Hidrológico de la Demarcación

Hidrográfica de la parte española de las cuencas del Miño, Sil y Limia”. Confederación

Hidrográfica del Miño-Sil. MMAMRM.

“Cenozoic tectonic activity in a Variscan basement: Evidence from geomorphological

markers and structural mapping (NW Iberian Massif)”. Martín-González, F.

Geomorphology, 107: 210-225. Año 2008.

“Complex tectonic and tectonostratigraphic evolution of an Alpine foreland basin: The

western Duero Basin and the related Tertiary depressions of the NW Iberian Peninsula”.

Martín-González, F. y Heredia, N. Tectonophysics, 502 (1-2), 75-89.Año 2010.

“Geología de España”. Vera, J.A. Sociedad Geológica de España; Instituto Geológico y

Minero de España. Año 2004.

Una vez consultada la bibliografía geológica general y la información de los estudios

preliminares se constató que desde el punto de vista geológico, la zona del tramo presenta

una marcada variabilidad litológica y complejidad estructural que podía tener una importante

influencia sobre algunas partes del proyecto, en especial la zona del túnel de Rante.

A la vista de estos antecedentes, Ginprosa decidió encargar la redacción de un estudio

geológico de detalle de carácter petrológico y estructural realizado de forma específica para

este proyecto por dos especialistas en estas materias. El estudio tiene por título “Informe

Geológico sobre la Cartografía Escala 1:8.000 para el Proyecto de Integración Urbana y

Acondicionamiento de la Red Ferroviaria de Ourense. Línea de Alta Velocidad Madrid –

Galicia (Lubian – Ourense). Tramo Taboadela - Seixalbo”. El estudio, de fecha septiembre

de 2011, ha sido realizado por D. Fidel Martín (profesor titular de geología en la Universidad

Rey Juan Carlos) que es experto en la neotectónica y geomorfología de la zona de

proyecto, y a Don Álvaro Rubio (profesor ayudante de la facultad de geología de la

Universidad de Oviedo), que es un experto en la petrología de las rocas graníticas de la

zona de estudio. Para la realización de la cartografía se tuvo en cuenta la investigación

geotécnica existente en ese momento y correspondiente al Estudio Informativo (sondeos) y

al Estudio Geológico – Geotécnico (sondeos y geofísica). El informe se adjunta como un

apéndice del anejo de Geología aunque hay que indicar que por comodidad de cara a su

edición la cartografía de escala original 1:8.000, se presenta reducida a escala 1:20.000.

Un antecedente fundamental para el proyecto ha sido el perfil geológico del tramo facilitado

por Adif y realizado a escala horizontal 1:2.000 y vertical 1:1.000 por D. Daniel Arias, asesor

de geología de Adif para este proyecto. D. Daniel Arias ha ido actualizando el perfil original

basado en información obtenida del EGG, el EI y datos propios de campo. En la zona del

túnel de Rante D. Daniel también ha tenido en cuenta las nuevas informaciones y datos que

ha le han ido proporcionando los técnicos de Ginprosa, según avanzaban los trabajos de la

campaña de investigación geotécnica del proyecto constructivo en esa zona. Como ya se ha

indicado, el modelo geológico general representado en este perfil ha sido el adoptado por

Ginprosa para este proyecto.

Para la realización del Anejo se han seguido las recomendaciones del ADIF recogidas en

los siguientes documentos:

- "Sistema de Aseguramiento de la Calidad. Instrucciones y Recomendaciones para la

Redacción de Proyectos de Plataforma. Versión 2", realizado por el ADIF en 2011.

- "Sistemas de Aseguramiento de la Calidad. Pliego de Prescripciones Técnicas Tipo para

los Proyectos de Plataforma. Versión 2", realizado por el ADIF en 2011.



2. CAMPAÑA DE INVESTIGACIÓN GEOTÉCNICA

2.1. CARTOGRAFÍA GEOLÓGICO - GEOTÉCNICA

Como punto de partida para la realización de la nueva cartografía geológico-geotécnica se

ha utilizado la realizada para el Estudio Geológico-Geotécnico, también a escala 1:2.000,

tomando la nueva base topográfica del Proyecto de escala 1:1.000. Esta cartografía ha

comenzado con la revisión y comprobación en campo de la cartografía del EGG y de otros

estudios previos. Se han comprobado los contactos entre formaciones geológicas,

afloramientos, situación de la investigación realizada, etc.

Siguiendo los criterios de ADIF e Ineco, en la nueva cartografía se han representado las

mismas formaciones geológico-geotécnicas que en el EGG, respetando sus

denominaciones lo que permite facilitar la compresión entre dicho estudio y el presente

Proyecto.

Los principales aspectos recogidos con la nueva cartografía han sido los siguientes:

Cartografía de las formaciones geológico-geotécnicas.

Cartografía de suelos, con estimación de su génesis y espesor.

Cartografía de los rellenos antrópicos de distinta naturaleza.

Estructura geológica.

Datos hidrológicos e hidrogeológicos.

En el EGG se habían realizado otras labores de toma de datos de campo, algunas de las

cuales han sido igualmente completadas con nueva información para el proyecto de

plataforma; toma de datos estructurales del macizo rocoso, inventario de puntos de agua,

inventario de taludes, etc.

En el apartado de figuras de este anejo se presenta la cartografía geológico-geotécnica a

escala 1:1.000 (reducida a escala 1:2.000 en la impresión en formato A3), en la que se ha

representado toda la investigación utilizada, tanto la de Proyecto como la del EGG y el

Estudio Informativo. Hay que indicar que alguna investigación de los proyectos y estudios

anteriores queda fuera de la banda representada en la nueva cartografía, por lo que ha sido

necesario indicar su situación de forma aproximada mediante flechas y carteles que indican

su posición.

2.2. PERFIL LONGITUDINAL Y PERFILES TRANSVERSALES

Tomando como base la cartografía geológico-geotécnica a escala 1:1.000 y la investigación

realizada, se ha interpretado el perfil longitudinal geológico-geotécnico por el eje de la traza,

a escala horizontal 1:1.000 y vertical 1:200 (en formato A-1), reducido con la impresión en

formato A-3 a escala horizontal 1:2.000 y vertical 1:400.

En los perfiles longitudinales se ha interpretado un corte de las formaciones geológico-

geotécnicas definidas en la traza, correlacionando los datos de la investigación mecánica

realizada (sondeos, calicatas y penetrómetros) cuya situación aparece representada sobre

los perfiles. El macizo rocoso fracturado de naturaleza granítica presenta una estructura

general masiva con varias familias de juntas y una serie de fallas En el perfil se han

reflejado las fallas observadas o interpretadas en el tramo y al tener siempre carácter

masivo el resto de los materiales existentes, no se ha considerado necesario repetir esta

característica en el perfil. También se presenta un esquema de la columna litológica

registrada en los sondeos y calicatas de Proyecto, del EGG, del CL y del Estudio

Informativo, así como un esquema de los penetrómetros de estos mismos estudios. Hay

que indicar que en algunos casos la columna litológica que aparece es la reinterpretada

para este proyecto en base a los nuevos criterios de cartografía, aunque esencialmente se

mantienen las unidades de los registros originales del EGG que son los que se presentan

en el Apéndice 1 de este anejo.



La situación del nivel de agua se ha interpretado, con criterio conservador, en base a las

medidas de los niveles de los sondeos y los datos de piezometría del inventario de pozos

realizado en el Proyecto y los datos del Estudio Hidrogeológico.

En el perfil longitudinal se ha proyectado la investigación que se ha considerado

representativa para su interpretación, en general aquella que se encuentra a una distancia

menor de 30 m. La interpretación del perfil se ha realizado en base exclusivamente a la

investigación representada en el mismo, si bien algunos datos de investigación que al estar

más alejada no se ha representado en el perfil, sí han sido utilizados para otras partes del

estudio geotécnico (ensayos de laboratorio, naturaleza del material, etc.).

El recubrimiento de suelos cuaternarios se ha reflejado en el perfil longitudinal geológico-

geotécnico cuando se ha reconocido con un espesor superior al metro.

Bajo el perfil se presenta un cuadro o “guitarra” en la que se incluye la siguiente

información:

Para toda la traza: Tipo de sección en el eje, espesor medio de tierra de

labor, material soporte de la capa de forma y espesor de

la capa de forma (ésta no se ha proyectado en las

secciones de túnel y viaductos).

En zonas de desmonte: Excavabilidad, utilización del material excavado,

tratamiento del fondo de desmonte, medidas de

protección y refuerzo en taludes y taludes.

En zonas de relleno: Espesor a sustituir en el cimiento, tratamientos especiales

en el cimiento, tipo de relleno y taludes.

En las zonas de túnel en mina y viaductos no se da la información indicada por no ser de

aplicación.

La interpretación del tramo correspondiente al túnel de Rante se presenta en el anejo 12 de

Túneles.

También se ha interpretado una serie de perfiles transversales distribuidos a lo largo del

tramo en secciones significativas en relación al movimiento de tierras.

2.3. INVESTIGACIÓN DE CAMPO

En los siguientes apartados se describe la investigación geotécnica de campo que se ha

utilizado en la redacción de este Anejo, agrupándola según su origen. En el siguiente

cuadro se resume el número de prospecciones geotécnicas mecánicas realizadas (sondeos,

calicatas y penetraciones dinámicas).

INVESTIGACIÓN GEOTÉCNICA DE CAMPO

Tipo de

investigación Proyecto

Estudio

Geotécnico

Estudio

Informativo

Proyecto

Circunvalación

Leste

Total

Sondeos 47 22 7 2 78

Calicatas 23 30

+29 de Préstamo 4 2

59

+29 de Préstamo

Penetraciones

Dinámicas 42 26 4 - 72

En el cuadro anterior se han incluido todos los sondeos perforados para la campaña de

investigación complementaria llevada a cabo para el Proyecto. Estos incluyen

prospecciones realizadas en los primeros momentos de la campaña, anteriores a la

adopción del trazado definitivo, por lo que han quedado desplazados hasta 430 m (ST-

702+150). De hecho, fueron algunas de las observaciones hechas en estos sondeos las

que motivaron en parte el cambio de trazado; así por ejemplo, el sondeo ST-702+150

situado en las proximidades del antiguo emboquille sur del túnel en la localidad de Santa

Leocadia, se perforó íntegramente (40 m) en jabre sin localizar el sustrato rocoso sano.



Por el contrario, en la tabla anterior no se han contabilizado numerosos sondeos del EGG

que han quedado desplazados más de 200 m de la situación final del eje ferroviario que se

proyecta, desde el ST-701+240EG al ST-703+370EG, en total 10 sondeos.

2.3.1. Proyecto

En primer lugar hay que indicar que parte de la investigación ha sido necesaria por cambios

en el trazado respecto al estudiado en el EGG, tanto por desplazamiento lateral en planta

de más de 400 m al principio del tramo, como por lo que respecta a la rasante, que han

hecho necesario el replanteo de una nueva campaña de investigación geotécnica.

Para este anejo del Proyecto se ha realizado, en primer lugar, la revisión en campo de la

cartografía geológico-geotécnica, apoyada por una campaña de investigación

complementaria mediante la perforación de sondeos, la excavación de calicatas y la

realización de ensayos de penetración dinámica tipo DPSH. La campaña de investigación

se ha desarrollado en varias fases según se han ido concretando los cambios de trazado y

se han encajado las estructuras del tramo.

En total se han perforado 47 nuevos sondeos, se han excavado 23 calicatas y realizado 42

penetraciones dinámicas, algunas de los cuales se han realizado en el mismo punto que

una calicata. Además, con el fin de poder obtener información para proyectar el refuerzo de

su revestimiento se han realizado dentro de dos túneles de la actual línea de ferrocarril

Zamora – Orense (túneles 92 y 93) un total de 6 perforaciones horizontales (3 en cada

túnel) y 3 verticales (2 en el túnel 92 y otra en el 93).

La nueva investigación mecánica realizada se resume en las siguientes tablas.



SONDEOS DEL PROYECTO. CAMPAÑA COMPLEMENTARIA

Sondeo

Situación Coordenadas ETRS-89 Profundidad

(m)

Tipo de Muestras Ensayos in situ

Fecha Inicio Fecha Final Objeto de la Investigación P.K. Distancia al Eje X Y

Cota (m)

Inalterada SPT Granel Testigo

Parafinado Presiómetro Lugeon Lefranc

SE-0+010 0+014 19 m BI 597.740 4.678.867 339,1 15,05 4 10 1 0 1 0 0 10/10/2011 12/10/2011 Estructura PS-0.0

SR-0+415 0+416 19 m BD 597.343 4.678.935 328,3 11,05 4 6 0 0 0 0 0 06/10/2011 06/10/2011 Relleno

SR-0+920 0+915 13 m BI 596.852 4.679.022 324,0 6,10 3 4 1 1 0 0 0 05/10/2011 06/10/2011 Relleno

SE-1+265 1+268 12 m BI 596.526 4.679.161 340,7 17,00 5 8 4 2 0 0 0 13/10/2011 14/10/2011 Desmonte

SE-1+475 1+474 EJE 596.348 4.679.267 332,5 9,60 2 3 0 3 1 0 0 10/11/2011 10/11/2011 Viaducto Río Calvos

SV-1+500 1+500 EJE 596.326 4.679.279 330,0 10,00 2 2 0 3 1 0 0 20/10/2011 20/10/2011 Viaducto Río Calvos


SV-1+580 1+583 3 m BI 596.250 4.679.315 318,0 19,10 5 8 0 2 1 0 0 16/11/2011 18/11/2011 Viaducto Río Calvos



SV-1+700 1+699 2 m BD 596.149 4.679.371 315,2 20,90 5 6 2 3 1 0 0 14/11/2011 16/11/2011 Viaducto Río Calvos




SE-2+090 2+091 7 m BD 595.785 4.679.517 333,1 12,55 4 6 1 0 1 0 0 09/11/2011 09/11/2011 Estructura y relleno

SV-2+500 2+494 9 m BD 595.399 4.679.634 323,5 20,09 7 10 0 0 0 0 0 02/11/2011 03/11/2011 Viaducto Regueiro San Benito

SV-2+520 2+522 7 m BD 595.372 4.679.640 319,5 11,53 3 8 0 0 0 0 0 03/11/2011 07/11/2011 Viaducto Regueiro San Benito

SV-2+550 2+547 EJE 595.347 4.679.642 318,7 15,45 7 7 0 0 0 0 0 27/10/2011 02/11/2011 Viaducto Regueiro San Benito

SR-2+600 2+596 8 m BI 595.297 4.679.651 328,5 19,30 5 10 1 0 0 0 0 07/11/2011 08/11/2011 Viaducto Regueiro San Benito

ST-2+700 2+694 24 m BI 595.199 4.679.670 365,0 45,00 1 4 2 15 0 0 0 14/11/2011 21/11/2011 Túnel de Rante

ST-3+080 3+079 27 m BD 594.878 4.679.887 379,5 66,10 0 0 1 8 0 3 0 04/10/2011 11/10/2011 Túnel de Rante






ST-6+025 6+025 EJE 593.649 4.682.368 293,0 40,50 1 3 0 13 1 0 0 21/10/2011 25/10/2011 Túnel de Rante

SV-6+300 6+299 EJE 593.699 4.682.638 223,0 13,30 4 9 - - 1 0 0 22/11/2011 23/11/2011 Viaducto Barbaña

SV-6+335 6+336 EJE 593.708 4.682.674 218,0 15,05 4 9 - - 1 0 0 22/11/2011 23/11/2011 Viaducto Barbaña

SV-6+375 6+373 EJE 593.717 4.682.710 212,6 13,00 3 8 - 1 1 0 0 29/11/2011 01/12/2011 Viaducto Barbaña

SV-6+460 6+460 EJE 593.742 4.682.793 236,4 11,10 1 9 - - - 0 0 28/11/2011 29/11/2011 Viaducto Barbaña

SV-6+530 6+528 EJE 593.763 4.682.858 243,9 15,90 1 5 - 3 1 0 0 24/11/2011 25/11/2011 Viaducto Barbaña

SD-6+600 6+601 19 m BD 593.805 4.682.920 262,8 40,10 15 19 - - - 0 0 24/11/2011 29/11/2011 Desmonte

SD-6+640 6+640 EJE 593.801 4.682.963 256,5 25,29 - 13 - - - 0 0 02/12/2011 03/12/2011 Desmonte

SE-7+305 7+327 12 m BD 594.143 4.683.554 226,8 13,05 1 7 - - - 0 0 31/01/2013 05/02/2013 Viaducto Ctra. Bemposta-N-525

SE-7+685 7+757 13 m BD 594.412 4.683.889 210,0 10,20 2 3 - 2 1 0 0 19/10/2011 19/10/2011 Viaducto Ctra. OU-105

SE-8+260 8+250 26 m BD 594.732 4.684.265 222,1 15,00 1 8 2 1 1 0 0 01/12/2011 02/12/2011 Desmonte

ST-8+440 8+518 18 m BD 594.894 4.684.478 222,0 15,00 - - - 6 - 0 0 17/10/2011 18/10/2011 Túnel Curuxeirán

ST-8+520 8+594 19 m BD 594.943 4.684.536 219,5 25,00 - 7 4 2 2 0 0 28/09/2011 29/09/2011 Túnel Curuxeirán

SR-8+860 8+938 5 m BD 595.145 4.684.815 189,0 11,32 1 4 2 - - 0 0 26/09/2011 28/09/2011 Relleno

SR-8+880 8+955 66 m BI 595.098 4.684.872 179,5 10,00 3 4 1 - - 0 0 29/09/2011 29/09/2011 Relleno FFCC actual

SV-8+920 8+996 3 m BD 595.177 4.684.863 187,5 23,80 2 4 4 3 1 0 0 21/09/2011 26/09/2011 Viaducto Vial Rairo-Bemposta

SV-9+020 9+024 EJE 595.192 4.684.888 188,8 12,25 2 7 4 2 1 0 0 30/11/2011 01/12/2011 Viaducto Vial Rairo-Bemposta

SV-9+060 9+058 25 m BI 595.191 4.684.930 192,8 8,50 1 5 2 2 1 0 0 01/12/2011 01/12/2011 Viaducto Vial Rairo-Bemposta

ST-702+150 2+123 429 m BI 595.633 4.979.120 346,1 40,00 3 12 3 3 2 0 2 08/09/2011 20/09/2011 Sondeos realizados para la traza

anterior del túnel ST-702+710 2+652 368 m BI 595.115 4.679.335 410,4 92,30 1 4 6 19 0 1 0 19/08/2011 19/09/2011

ST-704+275 4+054 136 m BI 594.034 4.680.429 412,6 137,00 0 1 0 40 0 4 0 18/08/2011 06/09/2011



CALICATAS DEL PROYECTO. CAMPAÑA COMPLEMENTARIA

Calicata


(m)

Número de

muestras Fecha Objeto de la investigación

Penetrómetro en el

mismo punto

Nivel de agua

(m) P.K. Distancia al Eje X Y Cota

(m)

CE-0+015 0+015 13 m BD 597.740 4.678.898 338,5 4,00 3 08/11/2011 Estructura PS 0.0 PE-0+015 -

CR-0+205 0+214 EJE 597.542 4.678.895 331,3 4,00 4 08/11/2011 Relleno PR-0+205 -

CR-0+600 0+604 4 m BI 597.154 4.678.946 326,6 3,50 3 08/11/2011 Estructura OD-0.59 PR-0+600 0,9

CE-0+740 0+730 15 m BI 597.029 4.678.965 329,3 3,70 2 08/11/2011 Estructura PI-0.7 PE-0+740 -

CD-1+125 1+130 11 m BD 596.660 4.679.124 340,0 3,30 4 08/11/2011 Desmonte -- -

CD-1+200 1+200 11 m BI 596.588 4.679.132 342,3 3,30 4 08/11/2011 Desmonte -- -

CD-1+395 1+395 7 m BD 596.422 4.679.236 337,3 3,10 2 09/11/2011 Desmonte -- -

CV-1+890 1+890 EJE 595.973 4.679.445 326,4 2,30 3 09/11/2011 Viaducto Río Calvos PV-1+890 -

CD-2+320 2+322 11 m BI 595.558 4.679.565 337,4 3,50 2 26/10/2011 Desmonte -- -

CV-2+465 2+468 EJE 595.421 4.679.618 328,7 2,30 2 26/10/2011 Viaducto Regueiro San Benito PV-2+465 -

CV-2+580 2+582 EJE 595.313 4.679.653 326,0 1,90 0 26/10/2011 Viaducto Regueiro San Benito PV-2+580 -

CD-2+635 2+634 7 m BD 595.267 4.679.678 342,0 1,30 1 26/10/2011 Desmonte -- -

CD-2+640 2+641 7 m BI 595.256 4.679.667 340,7 1,40 1 26/10/2011 Desmonte -- -

CD-6+060 6+059 25 m BD 593.679 4.682.399 284,3 3,00 2 17/10/2011 Desmonte -- -

CD-6+130 6+121 3 m BI 593.660 4.682.464 268,5 3,00 1 17/10/2011 Desmonte -- -

CD-6+620 6+622 11 m BD 593.804 4.682.942 259,8 2,90 3 10/11/2011 Desmonte -- -

CD-6+680 6+680 5 m BD 593.821 4.682.998 259,0 3,20 3 10/11/2011 Desmonte -- -

CE-7+020 7+018 19 m BD 593.981 4.683.294 227,0 2,30 1 03/11/2011 Estructura PI-7.0 PE-7+020 -

CE-7+900 7+894 8 m BI 594.482 4.684.009 217,5 3,30 -- 10/04/2012 Desmonte -- -

CR-8+860 8+930 58 m BI 595.090 4.684.847 180,3 2,40 2 15/09/2011 Relleno FFCC actual PR-8+860 -

CR-8+910 8+979 62 m BI 595.115 4.684.888 180,4 3,00 2 15/09/2011 Relleno FFCC actual PR-8+910 -

CV-9+060 9+065 EJE 595.215 4.684.921 196,0 1,80 2 03/11/2011 Viaducto Vial Rairo-Bemposta -- -

CV-9+085 9+088 22 m BI 595.210 4.684.953 197,0 1,30 1 03/11/2011 Viaducto Vial Rairo-Bemposta PR-9+085 -



PENETRÓMETROS DEL PROYECTO. CAMPAÑA COMPLEMENTARIA

Penetrómetro


(m) Fecha Objeto de la investigación

Calicata en el

mismo punto

Nivel de agua

(m) P.K. Distancia al Eje X Y Cota

(m)

PE-0+015 0+015 13 m BD 597.740 4.678.898 338,5 7,27 04/11/2011 Estructura PS-0.0 CE-0+015 3,40

PR-0+205 0+214 EJE 597.542 4.678.895 331,3 5,33 24/10/2011 Relleno CR-0+205 3,20

PR-0+480 0+480 4 m BI 597.277 4.678.923 327,9 14,17 25/10/2011 Relleno -- 4,00

PR-0+550 0+550 EJE 597.208 4.678.939 327,1 4,18 25/10/2011 Relleno -- 2,60

PR-0+600 0+604 4 m BI 597.154 4.678.946 326,6 10,14 24/10/2011 Estructura OD-0.59 CR-0+600 2,80

PR-0+660 0+660 EJE 597.101 4.678.962 326,2 5,50 24/10/2011 Relleno -- 4,00

PE-0+740 0+730 15 m BI 597.029 4.678.965 329,3 5,33 25/10/2011 Estructura PI-0.7 CE-0+740 4,20

PR-0+800 0+800 EJE 596.966 4.678.999 326,6 7,96 25/10/2011 Relleno -- 6,60

PR-0+860 0+860 EJE 596.908 4.679.017 324,6 2,16 25/10/2011 Relleno -- -

PR-0+860 BIS 0+861 EJE 596.908 4.679.017 324,6 1,46 25/10/2011 Relleno -- -

PR-1+000 1+000 EJE 596.776 4.679.064 326,8 3,55 25/10/2011 Relleno -- -

PR-1+605 1+604 4 m BD 596.235 4.679.331 316,8 8,93 04/11/2011 Viaducto Río Calvos -- 1,00

PV-1+830 1+830 EJE 596.028 4.679.422 321,1 5,76 27/10/2011 Viaducto Río Calvos CV-1+830 -

PV-1+890 1+890 EJE 595.973 4.679.445 326,4 2,53 27/10/2011 Viaducto Río Calvos CV-1+890 -

PV-2+465 2+468 EJE 595.421 4.679.618 328,7 6,58 25/10/2011 Viaducto Regueiro San Benito CV-2+465 -

PV-2+525 2+525 EJE 595.367 4.679.635 319,5 2,70 26/10/2011 Viaducto Regueiro San Benito -- -

PV-2+525 BIS 2+529 EJE 595.363 4.679.636 319,0 2,51 26/10/2011 Viaducto Regueiro San Benito -- -

PV-2+580 2+582 EJE 595.313 4.679.653 326,0 9,12 26/10/2011 Viaducto Regueiro San Benito CV-2+580 -

PV-6+530 6+528 EJE 593.763 4.682.858 243,9 2,96 27/10/2011 Viaducto Barbaña - -

PD-6+630 6+639 10 m BI 593.791 4.682.965 254,0 4,58 27/10/2011 Desmonte - -

PE-7+020 7+018 19 m BD 593.981 4.683.294 227,0 1,49 04/11/2011 Estructura PI-7.0 CE-7+020 -

PR-7+165 7+165 7 m BI 594.034 4.683.432 223,9 2,31 02/11/2011 Relleno -- -

PR-7+665 7+665 7 m BD 594.349 4.683.821 211,8 4,92 27/10/2011 Relleno -- -

PR-7+705 7+707 6 m BD 594.375 4.683.855 210,5 5,29 27/10/2011 Relleno -- -

PR-7+725 7+725 8 m BD 594.388 4.683.868 209,5 7,12 27/10/2011 Relleno -- -

PR-7+955 BIS 7+953 1 m BI 594.524 4.684.051 215,0 1,74 02/11/2011 Relleno -- -

PR-7+955 7+955 1 m BI 594.525 4.684.052 215,0 1,72 02/11/2011 Relleno -- -

PE-8+240 8+240 1 m BI 594.704 4.684.274 215,5 9,55 03/11/2011 Desmonte -- -

PE-8+245 8+247 22 m BI 594.692 4.684.293 212,5 3,47 04/11/2011 Desmonte -- -

PD-8+405 BIS 8+402 4 m BD 594.810 4.684.397 215,5 1,77 03/11/2011 Muro M-8.3D -- -

PD-8+405 8+405 6 m BD 594.813 4.684.397 216,0 1,34 03/11/2011 Muro M-8.3D -- -

PR-8+740 8+740 EJE 595.020 4.684.662 204,2 1,91 28/10/2011 Relleno -- -

PR-8+840 8+842 10 m BD 595.090 4.684.736 196,9 5,14 28/10/2011 Relleno -- -

PR-8+870 8+873 11 m BD 595.110 4.684.760 195,5 2,74 28/10/2011 Relleno -- -

PR-8+920 8+920 5 m BD 595.134 4.684.801 190,0 6,55 28/10/2011 Relleno -- -

PR-8+860 8+930 58 m BI 595.090 4.684.847 180,3 5,90 03/11/2011 Relleno FFCC actual CR-8+860 -

PR-8+880 8+955 66 m BI 595.098 4.684.872 179,5 4,66 03/11/2011 Relleno FFCC actual SR-8+880 -

PR-8+910 8+979 62 m BI 595.115 4.684.888 180,4 3,34 03/11/2011 Relleno FFCC actual CR-8+910 -

PV-9+085 9+088 22 m BI 595.210 4.684.953 197,0 1,91 03/11/2011 Viaducto Vial Rairo-Bemposta CV-9+085 -

PV-9+130 9+124 23 m BI 595.229 4.684.983 200,6 1,15 03/11/2011 Viaducto Vial Rairo-Bemposta -- -

PV-9+165 9+167 25 m BI 595.252 4.685.020 203,5 0,72 03/11/2011 Viaducto Vial Rairo-Bemposta -- -

PV-9+165 BIS 9+169 25 m BI 595.253 4.685.021 203,5 0,74 03/11/2011 Viaducto Vial Rairo-Bemposta -- -



PERFORACIONES DEL PROYECTO EN TÚNELES EXISTENTES. CAMPAÑA COMPLEMENTARIA

Túnel Sondeo

Situación Coordenadas ETRS-89 Longitud

(m) Fecha

P.K.

Distancia

al Eje X Y

Cota

(m)

Aspera

T92P1H 6+568 35 m BD 593.809 4.682.883 238,5 1,60 17/10/2011

T92P2H 6+599 12 m BD 593.798 4.682.919 237,8 1,00 18/10/2011

T92P3H 6+631 8 m BI 593.790 4.682.958 237,5 1,20 18/10/2011

T92P4V 6+580 24 m BD 593.802 4.682.898 259,1 1,00 18/10/2013

T92P5V 6+602 7 m BD 593.794 4.682.925 234,2 1,50 18/10/2011

Curuxeirán

T93P1H 8+606 12 m BI 594.928 4.684.264 210,2 1,70 13/10/2011

T93P2H 8+576 12 m BI 594.911 4.684.543 210,5 1,60 13/10/2011

T93P3H 8+547 12 m BI 594.886 4.684.513 211,0 2,00 14/10/2011

T93P4V 8+557 12 m BI 594.894 4.684.525 209,0 1,00 14/10/2011

En la planta y perfiles geológico-geotécnicos se ha representado la situación de toda la

investigación.

Además de la investigación indicada en las tablas anteriores, se han tomado medidas de un

total de 1053 datos estructurales del macizo rocoso en 59 estaciones geomecánicas

situadas en pequeños afloramientos cercanos a la traza en las zonas donde se proyecta el

túnel (incluidas las galerías de emergencia) o en desmonte. Estas estaciones se han

numerado de la 1 a la 59.

También se ha realizado un nuevo inventario de taludes más completo y coherente que el

del EGG, con un total de 34 fichas de talud, numeradas de T-1 a T-34; y se completó el

inventario de puntos de agua del EGG y los EH1 y EH2, con un total de 200 puntos

descritos (PA-1 a PA-198, más las perforaciones PO-01 y PZ-01 hechas para el ensayo de

bombeo del EH2PO-01 y PZ-01).

La situación de toda la investigación mecánica, los taludes inventariados, los afloramientos

en los que se han tomado datos estructurales y los puntos de agua medidos para el

Proyecto se han reflejado en la Planta Geológico-Geotécnica, a escala 1:2.000. Los

registros de la investigación, el inventario de taludes y de puntos de agua y los datos

obtenidos de las estaciones geomecánicas realizadas se presentan en el Apéndice 1

Investigación de Campo del presente Anejo. En el apartado “Puntos de Agua” de ese mismo

apéndice se presenta una Planta de Situación de Puntos de Agua con mayor grado de

detalle de estos puntos (denominación, medida del nivel freático) que la que aparece en la

propia Planta Geológico – Geotécnica del Anejo.

2.3.2. Estudio Geológico-Geotécnico

El principal documento de consulta de proyectos anteriores para la realización del presente

Anejo lo constituye el Estudio Geológico-Geotécnico, que abarca una longitud de tramo

mayor que la de este Proyecto. El EGG comprendía una longitud de casi 17 km, por lo que

la investigación situada fuera de la zona de estudio del Proyecto sólo se ha utilizado de

forma cualitativa, mientras que la correspondiente al tramo de estudio se ha utilizado de

forma cuantitativa. A continuación se enumera la investigación total disponible para el tramo

del presente Proyecto y se indica entre paréntesis el número total de la investigación de

cada tipo correspondiente al conjunto del EGG:



22 (60) sondeos mecánicos a rotación con recuperación de testigo y toma de

muestras, con un total de 830,3 m perforados (2.988,7 m). Cuatro de los sondeos

corresponden a la investigación del Túnel de Rante. En los sondeos se tomaron 8

(31) muestras inalteradas, 135 (478) testigos parafinados y se realizaron 107 (209)

ensayos SPT, 29 (86) ensayos presiométricos, 8 (34) ensayos de permeabilidad

Lugeon y 10 (21) Lefranc.

30 (55) calicatas, en las que se tomaron un total de 42 (82) muestras a granel.

Todas las calicatas del préstamo, en total 29, en las que se tomaron un total de 40

muestras a granel.

26 (41) ensayos de penetración dinámica tipo “DPSH”, con una longitud acumulada

hasta rechazo de 108,3 m.

300 metros (4.170 m) en 1 (12) perfil de tomografía eléctrica.

120 metros (1.570 m) en 1 (15) perfil de sísmica de refracción.

En el EGG también se realizó testificación geofísica en 4 sondeos (Caliper, Sónico y

Televiewer), de los cuales sólo uno se sitúa algo más cerca del tramo de Proyecto (ST-

704+640 EG).

Además de la investigación anterior, se tomaron datos estructurales del macizo rocoso en

estaciones geomecánicas, un inventario de taludes próximos al tramo y un inventario de

puntos de agua.

En relación a los préstamos, hay que indicar que se investigaron tres zonas de posibles

préstamos mediante la excavación de calicatas, aunque no está prevista la obtención de

materiales de estas zonas debido a que el tramo es excedentario.

En el siguiente cuadro se resume la investigación mecánica y geofísica realizada para todo

el Estudio Geológico-Geotécnico y la parte que forma parte del tramo de Proyecto.

INVESTIGACIÓN ESTUDIO GEOLÓGICO – GEOTÉCNICO

UTILIZACIÓN PARA EL PROYECTO

Tipo de

investigación

Estudio Geotécnico. Tramo

Completo

Estudio Geotécnico. Tramo

Proyecto

Porcentaje de investigación

del EGG en zona de Proyecto Número

Longitud

(m)

Número

de

muestras

*

Número Longitud

(m)

Número

de

muestras

*

Sondeos 60 2.988,7 718 22 830,3 250 37% del número de sondeos y

35% de las muestras tomadas

Calicatas 55 - 82 30 - 42 55% del número de calicatas y

51% de las muestras tomadas

Calicatas de

préstamo 29 - 40 29 - 40

100% del número de calicatas y

de las muestras tomadas

Penetraciones

dinámicas 41 176,7 - 26 108,3 - 63% del número de penetrómetros

Tomografía

Eléctrica 12 4.170 - 1 300 -

8% del número de perfiles de tomografía

eléctrica

y 7% de la longitud

Sísmica de

Refracción 15 1.570 - 1 120 -

7% del número de perfiles de sísmica de

refracción

y 8% de la longitud

(*) En los sondeos se incluyen los ensayos SPT

Tras el análisis de la investigación del EG se pueden hacer los siguientes comentarios

generales:

- De los datos más significativos que se extraen de la tabla anterior, hay que señalar

la pequeña proporción del conjunto de sondeos del EGG ha sido de utilidad para el

tramo de Proyecto. Esto es debido en parte al desplazamiento que ha sufrido el

trazado en planta, lo que ha provocado que entre los PPKK 1+200 a 3+500 (que

supone del orden del 25% de la longitud del tramo), todas las prospecciones del

EGG se hayan quedado distanciadas más de 200 m del eje de la traza.



- Se ha constatado que existe una serie de datos no coherentes en relación con la

situación de alguna investigación mecánica del EGG. Durante la revisión de la

cartografía geológico-geotécnica se supervisó en campo la situación de la

investigación del EGG. Se han reconocido algunos errores de replanteo de sondeos

de los que se ha podido localizar las boquillas.

- Por otro lado, las coordenadas originales de la investigación del EGG que aparecen

en los registros de campo corresponden al sistema de referencia ED-50 que se han

transformado al sistema que se ha utilizado en el Proyecto, que es el ETRS-89. La

proyección de la investigación se ha realizado al eje de la LAV.

- En resumen, la situación de la investigación realizada para el EGG aparecerá bien

en los documentos que se editen para el Proyecto, tanto en planos de planta y

perfiles, como los datos numéricos en las diferentes tablas que se editen; sin

embargo, los registros originales de las prospecciones que figuran en apéndices no

se pueden modificar y aparecerá el dato numérico erróneo de las coordenadas.

- El Estudio Geológico-Geotécnico abarca el tramo comprendido entre los PPKK

700+000 y 717+100 referidos al kilometraje del Estudio Informativo. La nomenclatura

de toda la investigación geotécnica (sondeos, calicatas y penetraciones dinámicas)

realizada en el EGG hace referencia a este kilometraje del Estudio Informativo.

- Para este proyecto se ha realizado una pequeña redefinición de las formaciones a

las que se asignaron algunas capas superficiales en sondeos y calicatas del EGG.

Fundamentalmente se han cambiado los espesores de suelos cuaternarios,

reasignándolos al manto de alteración del sustrato rocoso. En el esquema de la

columna litológica de la investigación del EGG que se presenta en el Perfil

Longitudinal Geológico-Geotécnico ya se han registrado dichos cambios.

Tanto en planta como en los perfiles longitudinales y transversales geológico-geotécnicos, se

ha representado la situación de toda la investigación actualizada y se ha añadido, a

continuación del nombre de la investigación, el sufijo EG.

En las siguientes tablas aparecen los datos principales de la investigación mecánica

realizada para el EGG y que son de interés para el Proyecto. Cada una de las

investigaciones (sondeos, calicatas y penetraciones dinámicas) aparece ordenada según la

progresiva del trazado. El objeto de estudio que se indica en las tablas es el que aparece

como principal en el documento del EGG.



SONDEOS DEL ESTUDIO GEOLÓGICO – GEOTÉCNICO

Sondeo


(m)

Tipo de Muestras Ensayos in situ

Fecha Inicio Fecha Final Objeto de la

Investigación P.K. Distancia

al Eje X Y

Cota

(m) Inalterada SPT

Testigo

Parafinado Presiómetro Lugeon Lefranc

SE-700+170 EG 0+149 9 m BI 597.605 4.678.883 333,0 16,00 - 5 1 1 - 1 18/05/2011 23/05/2011 Cimentación de Estructura

SV-700+600 EG 0+600 39 m BI 597.151 4.678.911 326,8 20,35 2 6 - 2 - 1 25/05/2011 27/05/2011 Cimentación de Estructura

ST-703+900 EG 3+716 178 m BI 594.237 4.680.131 394,4 126,00 1 2 35 1 1 - 23/03/2011 04/04/2011 Túnel de Rante

ST-704+640 EG 4+505 104 m BI 593.810 4.680.845 401,6 135,00 2 8 13 2 - - 18/04/2011 05/05/2011 Túnel de Rante

ST-705+300 EG 5+027 86 m BI 593.633 4.681.356 385,4 120,00 - 1 27 2 2 - 04/04/2011 19/04/2011 Túnel de Rante

ST-706+100 EG 5+806 36 m BI 593.594 4.682.152 344,3 86,00 - - 13 2 3 - 30/05/2011 10/06/2011 Túnel de Rante

SV-706+515 EG 6+227 EJE 593.683 4.682.568 242,5 20,06 - 9 - 2 - 1 08/06/2011 10/06/2011 Viaducto

SV-706+625 EG 6+324 8 m BI 593.697 4.682.664 222,7 35,60 1 7 5 1 1 1 13/05/2011 16/05/2011 Viaducto

SV-706+690 EG 6+395 3 m BD 593.726 4.682.730 216,5 20,00 - 4 2 1 - - 07/03/2011 08/03/2011 Viaducto

SV-706+790 EG 6+497 1 m BI 593.751 4.682.828 240,4 17,90 - 2 2 1 - - 07/03/2011 08/03/2011 Viaducto

SD-706+995 EG 6+698 9 m BI 593.815 4.683.020 253,5 20,08 - 9 - - - - 28/03/2011 28/03/2011 Desmonte

SE-707+315 EG 7+015 14 m BI 593.950 4.683.307 224,9 15,00 - 3 6 1 - 1 09/03/2011 10/03/2011 Cimentación de Estructura

SD-707+750 EG 7+397 5 m BD 594.180 4.683.614 231,5 20,30 - 10 - - - - 02/03/2011 04/03/2011 Desmonte

SV-708+000 EG 7+688 7 m BD 594.363 4.683.840 210,2 24,70 2 5 5 2 - 2 16/03/2011 21/03/2011 Viaducto

SV-708+115 EG 7+810 8 m BD 594.441 4.683.934 212,5 20,00 - 1 9 2 - 1 22/03/2011 23/03/2011 Viaducto

SE-708+460 EG 8+150 9 m BD 594.656 4.684.197 215,8 15,02 - 6 3 1 - 1 23/03/2011 24/03/2011 Cimentación de Estructura

SE-708+680 EG 8+376 5 m BD 594.794 4.684.376 214,5 15,50 - 2 6 1 - - 10/03/2011 11/03/2011 Cimentación de Estructura

SV-708+950 EG 8+653 1 m BI 594.964 4.684.595 209,7 20,00 - 7 - 1 - - 14/03/2011 15/03/2011 Viaducto

SV-709+050 EG 8+768 EJE 595.037 4.684.684 202,4 20,50 - 1 6 2 1 - 01/04/2011 06/04/2011 Viaducto

SV-709+150 EG 8+902 2 m BD 595.120 4.684.788 192,8 25,00 - 4 2 2 - 1 30/03/2011 31/03/2011 Viaducto

SV-709+400 EG 9+109 6 m BD 595.245 4.684.954 200,5 18,20 - 7 - 1 - - 29/03/2011 30/03/2011 Viaducto

SV-709+500 EG 9+201 14 m BI 595.280 4.685.042 208,7 19,00 - 8 - 1 - - 11/04/2011 14/04/2011 Viaducto



CALICATAS DEL ESTUDIO GEOLÓGICO – GEOTÉCNICO

Calicata

Situación Coordenadas ETRS-89

Profundidad

(m) Muestras Fecha

Objeto de la


al Eje X Y

Cota

(m)

CR-700+020 EG 0+034 29 m BI 597.719 4.678.857 337,0 3,50 1 04/05/2011 Relleno

CR-700+280 EG 0+300 6 m BD 597.475 4.678.896 330,5 2,90 2 04/05/2011 Relleno

CR-700+400 EG 0+395 6 m BD 597.361 4.678.919 328,4 4,10 2 06/07/2011 Relleno

CR-700+480 EG 0+455 EJE 597.302 4.678.923 328,0 3,80 2 04/05/2011 Relleno

CR-700+640 EG 0+638 54 m BI 597.110 4.678.905 326,9 2,50 1 06/07/2011 Relleno

CD-700+820 EG 0+814 110 m BI 596.921 4.678.898 326,1 3,00 1 04/05/2011 Desmonte


CR-700+960 EG 0+931 136 m BI 596.796 4.678.911 329,2 4,00 4 06/07/2011 Relleno




CD-706+350 EG 6+020 105 m BI 593.544 4.682.376 305,7 0,55 - 11/08/2011 Desmonte





CR-707+380 EG 7+085 12 m BI 593.988 4.683.367 223,5 1,95 1 10/05/2011 Relleno

CR-707+540 EG 7+244 9 m BD 594.092 4.683.489 225,3 2,20 1 10/05/2011 Relleno

CD-707+690 EG 7+385 2 m BD 594.171 4.683.606 230,1 1,40 2 03/06/2011 Desmonte


CR-707+920 EG 7+625 8 m BD 594.324 4.683.790 215,5 2,50 1 03/06/2011 Relleno

CR-708+220 EG 7+934 3 m BI 594.511 4.684.037 215,2 3,20 2 03/06/2011 Relleno

CE-708+270 EG 7+971 5 m BI 594.532 4.684.067 216,5 3,00 2 10/05/2011 Cimentación de

Estructura

CR-708+380 EG 8+085 17 m BD 594.621 4.684.142 215,5 4,40 2 05/05/2011 Relleno

CR-708+570 EG 8+273 4 m BD 594.729 4.684.296 219,7 0,30 - 10/05/2011 Relleno


CD-708+910 EG 8+624 EJE 594.947 4.684.572 216,5 2,50 1 03/06/2011 Desmonte

CD-709+560 EG (1) 595.326 4.685.091 217,5 4,40 2 08/06/2011 Desmonte

CD-709+650 EG (1) 595.372 4.685.165 228,5 0,80 1 10/05/2011 Desmonte

CD-709+680 EG (1) 595.374 4.685.197 231,9 0,80 2 10/05/2011 Desmonte

(1) Investigación fuera de la proyección de la traza



PENETRÓMETROS DEL ESTUDIO GEOLÓGICO – GEOTÉCNICO

Penetrómetro


(m) Fecha

Objeto de la


al Eje X Y

Cota

(m)

PR-700+240 EG 0+240 1 m BI 597.515 4.678.896 330,9 6,59 17/07/2011 Relleno

PR-700+290 EG 0+291 1 m BI 597.464 4.678.900 330,2 5,60 10/05/2011 Relleno

PR-700+370 EG 0+409 3 m BI 597.347 4.678.913 328,4 10,50 10/05/2011 Relleno

PV-700+585 EG 0+580 43 m BI 597.170 4.678.903 326,9 14,19 05/07/2011 Cimentación de

Estructura

PD-700+840 EG 0+820 103 m BI 596.916 4.678.906 326,1 4,95 06/07/2011 Desmonte

PV-706+600 EG 6+310 11 m BD 593.712 4.682.646 222,8 6,99 16/06/2011 Viaducto



PR-707+200 EG 6+901 13 m BI 593.896 4.683.207 232,5 1,18 15/07/2011 Relleno

PR-707+200 (2) EG 6+900 12 m BI 593.897 4.683.208 232,5 1,35 15/07/2011 Relleno

PR-707+400 EG 7+109 27 m BD 594.033 4.683.367 227,0 1,19 13/07/2011 Relleno

PR-707+400 (2) EG 7+110 28 m BD 594.035 4.683.368 227,0 0,67 13/07/2011 Relleno



PE-708+270 EG 7+964 5 m BD 594.535 4.684.055 217,5 3,54 28/04/2011 Cimentación de

Estructura

PR-708+380 EG 8+085 13 m BD 594.618 4.684.144 215,5 2,87 27/04/2011 Relleno


Estructura

PE-708+640 (2) EG 8+348 24 m BD 594.792 4.684.342 217,5 2,29 28/04/2011 Cimentación de

Estructura


Estructura

PE-708+750 (2) EG 8+456 14 m BD 594.852 4.684.433 221,5 0,70 28/04/2011 Cimentación de

Estructura


Estructura





PV-709+360 (2) EG 9+067 8 m BD 595.226 4.684.910 195,5 3,77 27/04/2011 Viaducto



Una copia de los registros originales de esta investigación se presenta en el Apéndice 1 de

este Anejo.

2.3.3. Estudio Informativo

Además de la investigación del EGG, se cuenta con la investigación del Estudio Informativo

citado en el apartado anterior de Información Utilizada y que se resume en la siguiente

tabla. La situación de las prospecciones geotécnicas de este estudio se ha representado en

las plantas y perfiles longitudinales geológico-geotécnicos de este anejo. Para diferenciarlas

en dichas figuras, se ha colocado a continuación del nombre original de las mismas el sufijo

EI.

INVESTIGACIÓN DEL ESTUDIO INFORMATIVO

Denominación Tipo de

investigación


(m) P.K. Distancia al

eje X Y

Cota

(m)

C-700+600 EI Calicata 0+602 27 m BI 597.152 4.678.923 326,7 3,00

P-700+600 EI Penetrómetro 0+627 10 m BI 597.130 4.678.945 326,4 10,60

S-701+120 EI Sondeo 1+079 187 m BI 596.630 4.678.920 338,0 25,00

S-701+720 EI Sondeo 1+738 52 m BD 596.134 4.679.433 316,2 15,00


C-702+020 EI Calicata 2+024 4 m BD 595.848 4.679.494 331,1 2,80

S-702+900 EI Sondeo 2+910 186 m BD 595.097 4.679.949 350,7 25,05

S-706+340 EI Sondeo 6+020 123 m BI 593.526 4.682.378 305,5 29,90

S-705+990 EI Sondeo 6+368 46 m BD 593.760 4.682.692 216,0 15,50

C-706+800 EI Calicata 6+508 6 m BI 593.751 4.682.840 240,5 0,90


C-707+400 EI Calicata 7+760 29 m BD 594.426 4.683.882 210,5 2,20

P-707+400 EI Penetrómetro 7+760 7 m BD 594.409 4.683.896 210,0 1,20

S-708+620 EI Sondeo 8+974 8 m BD 595.168 4.684.843 183,0 15,70

S-708+820 EI Sondeo 9+175 EJE 595.277 4.685.013 206,5 15,65


este Anejo.

2.3.4. Otros Estudios

En Otros Estudios se incluye la investigación del proyecto de la carretera pendiente de

construcción “Circunvalación Leste de Ourense. Treito: (OU-105) Bemposta-N525”, que se

limita a los dos sondeos y dos calicatas realizados para investigar la cimentación de la

estructura de cruce con el ferrocarril existente. La situación de los sondeos y calicatas se ha

representado en las plantas y perfiles geológico-geotécnicos, añadiendo a continuación del

nombre original el sufijo CL.

INVESTIGACIÓN DEL PROYECTO DE CIRCUNVALACIÓN

Denominación Tipo de

investigación


(m) P.K. Distancia al

eje X Y

Cota

(m)

S-2 CL Sondeo 7+311 36 m BI 594.096 4.683.570 221,6 9,65

C-2 CL Calicata 7+313 36 m BI 594.097 4.683.571 221,6 2,20

C-1 CL Calicata 7+320 12 m BI 594.120 4.683.563 224,9 2,00

S-1 CL Sondeo 7+326 10 m BI 594.125 4.683.567 224,8 11,65


este Anejo.

2.3.5. Propuesta de campaña geotécnica complementaria en obra

En las diferentes fases de investigación llevadas a cabo durante el desarrollo del Proyecto

no ha sido posible realizar una pequeña parte de investigación geotécnica, en general

motivado por la dificultad de acceso, y siempre relacionada con la cimentación de

estructuras.

Con objeto de confirmar que las condiciones del terreno cumplen las hipótesis con las que

se han proyectado las cimentaciones de estas obras, se recomienda la realización de una

campaña de investigación complementaria a ejecutar durante la fase de obra.



Viaducto del río Mesón de Calvos

- El objeto de la investigación es el de situar los límites de la Banda de

Tectonización asociada al río Mesón de Calvos, de manera que se confirme que

las pilas cercanas se cimentan en un único tipo de terreno.

- Dos sondeos con objeto de delimitar la situación del borde inicial (PK-) de la

banda de falla del Mesón de Calvos entre las Pilas P-1 y P-2. Se realizará un

sondeo de 10 m en el lado PK+ de la Pila P-1 (en principio en roca) y otro de 30 m

en el lado PK- de la P-2.

- Otros dos sondeos con el mismo objetivo; el de localizar el otro extremo (a PK+)

de la banda de falla del Mesón de Calvos. Se realizarán dos sondeos de 35 m,

uno en el lado PK+ de la Pila P-9 y el otro en el lado PK- de la P-10.

Viaducto del regueiro de San Benito

- El objeto es investigar la extensión del pequeño deslizamiento de suelos que se

ha reconocido en el emplazamiento del estribo E-2.

- Se ha propuesto la ejecución de 4 penetraciones dinámicas (tipo DPSH), dos a lo

largo de cada lado de la plataforma.

- Se perforarán dos sondeos de 12 m de longitud, cuya situación se decidirá a la

vista de los resultados obtenidos con las penetraciones anteriores.

Paso Inferior PI–2.0

- La investigación hecha para el reconocimiento del terreno para esta estructura

(sondeo SE-2+090) ha quedado alejada de la situación final de la obra.

- Se realizará una penetración dinámica y un sondeo de 10 m de longitud en el

emplazamiento de cada estribo.

Viaducto del río Barbaña

- Un sondeo de 20 metros de profundidad en el emplazamiento del primer estribo

(E-1) y otro igual en cada una de las dos primeras pilas (P-1 y P-2).

- Un sondeo en cada una de las esquinas de la zapata de la pila P-5, de 20 m de

longitud. Si se confirma la existencia de materiales tectonizados de malas

características geotécnicas se realizarán nuevas perforaciones con objeto de

delimitar la geometría de la zona afectada.

- Dos sondeos en esquinas opuestas de la zapata de la pila P-6, de 20 m de

longitud. Si se confirma la existencia de materiales tectonizados de malas

características geotécnicas se realizarán nuevas perforaciones con objeto de

delimitar la geometría de la zona afectada.

Viaducto sobre la OU-105

- Se ha propuesto la ejecución de un sondeo en el entorno del estribo fijo E-2, de

15 m de longitud.



La propuesta de campaña geotécnica se resume en la siguiente tabla:

Estructura Apoyo Número de

sondeos

Longitud total

(m)

Número de

penetrómetros

Viaducto río Mesón de

Calvos

Pila P-1 1 10 -

Pila P-2 1 30 -

Pila P-9 1 35 -

Pila P-10 1 35 -

Viaducto regueiro de S.

Benito Estribo E-2 2 24 4

PI-2.0 Estribo E-1 1 10 1

Estribo E-2 1 10 1

Viaducto río Barbaña

Estribo E-1 1 20 -

Pila P-1 1 20 -

Pila P-2 1 20 -

Pila P-5 4 80 -

Pila P-6 2 40 -

Viaducto OU-105 Estribo E-2 1 15 -

Total 18 349 6

2.4. ENSAYOS DE LABORATORIO

En la tabla siguiente se incluye un resumen con el tipo y número de ensayos de laboratorio

efectuados diferenciado por clase de investigación (sondeos o calicatas), incluidos los

realizados en zonas de préstamos. Se han contabilizado los ensayos correspondientes a la

investigación del EGG y el EI tenida en cuenta para el tramo de Proyecto y los realizados en

la campaña complementaria.

Estudio Geológico-Geotécnico Estudio Informativo Proyecto de Construcción

Campaña complementaria

Total

Tipo de Ensayo Sondeos Calicatas

Calicatas

de

préstamo

Sondeos Calicatas Sondeos Calicatas

Humedad natural 61 16 11 10 5 145 18 266

Densidad natural 62 - - 8 - 103 - 173

Límites de Atterberg 35 25 24 5 5 38 18 150

Granulometría por tamizado 35 25 24 5 5 82 18 194

Ensayo de corte directo consolidado y drenado (CDcd) 3 1 (1) 9 (1) - - 19 - 22 + 10 (1)

Ensayo de corte directo sin consolidar ni drenar (CDuu) - 5 (1) 8 (1) - - - - 13 (1)

Ensayo de corte directo consolidado sin drenar (CDcu) 2 (1) - - - - - - 2 (1)

Ensayos Proctor Modificado 2 11 23 1 2 - 10 49

Ensayo CBR 2 11 23 1 2 - 10 49

Colapso 2 6 (1) 9 (1) - - 6 - 8 + 15 (1)

Hinchamiento Libre 2 6 (1) 8 (1) - - - - 2 + 14 (1)

Resistencia a compresión simple (roca) 43 - - 6 - 62 - 111

Módulo de elasticidad y coeficiente de Poisson 9 - - - - 10 - 19

Triaxial en suelo 2 - - - - - - 2

Triaxial en roca 11 - - - - 10 - 21

Ensayo Brasileño 10 - - 1 - 19 - 30

Resistencia al corte de las juntas 2 - - - - - - 2

Índice Cerchar 4 - - - - 8 - 12

Índice Schimazek 3 - - - - 8 - 11

Velocidad Sónica 3 - - - - 4 - 7

Desgaste de Los Ángeles 3 - - - - 4 - 7

MicroDeval Húmedo 3 - - - - 4 - 7

Friabilidad (2) 6 - - - - - - 6

Estabilidad frente al desmoronamiento al agua (2) 8 - - - - - - 8

Slake Durability Test (2) 6 - - - - - - 6

Estabilidad frente al sulfato sódico (2) 6 - - - - - - 6

Estabilidad frente al sulfato magnésico (2) 6 - - - - - - 6

Contenido en sales solubles 2 11 22 - - - - 35

Contenido en carbonatos 1 - 8 - - - - 9

Contenido en sulfatos solubles 2 11 23 4 1 - 4 45

Ión sulfato 13 - - - - - - 13

Contenido en yesos 2 10 23 - - - - 35

Contenido de materia orgánica 2 11 23 4 2 - 12 54

(1) Muestras remoldeadas.

(2) De estos ensayos para caracterizar el material tipo pedraplén se contabilizan los ensayos de todos

los sondeos de túnel del EGG , incluidos los que se han considerado alejados por el cambio de

trazado (ST-701+400, ST-701+540, ST-701+880, ST-703+010, ST-703+370).



También se dispone de ensayos de muestras de agua obtenidas en los sondeos del EGG,

con los que se ha podido evaluar el grado de agresividad al hormigón de acuerdo con la

instrucción EHE.

En la caracterización geotécnica de las formaciones que se realiza en los siguientes

apartados de este Anejo se han incluido los resultados de laboratorio de las calicatas de

todos los préstamos (P-1, P-2 y P-3) por no estar muy alejados del tramo.

En el Apéndice 2 de este anejo se presentan tablas resumen con los resultados de todos los

ensayos utilizados en los análisis de los materiales afectados por el proyecto; se presenta

una tabla independiente para cada una de las formaciones geológico-geotécnicas

reconocidas en el tramo. Asimismo en ese apéndice aparece una copia de las actas de

laboratorio con los resultados de los ensayos realizados.

2.5. INVENTARIO DE TALUDES

Para el proyecto de construcción se ha realizado un inventario de 34 taludes; T-1 a T-34.

Por cada talud se ha hecho una ficha del inventario en la que se ha indicado su situación,

número de hoja de la planta geológico-geotécnica donde están, geometría (altura,

pendiente, longitud), litología, estructura geológica, estabilidad, hidrogeología,

excavabilidad, producto de excavación y las medidas de protección existentes.

La situación en planta de los taludes inventariados en el proyecto aparece reflejada en la

Planta Geológico-Geotécnica de escala 1:2.000 del apartado de figuras de este anejo y las

fichas del inventario se presentan en el apéndice número 1 de este anejo.

En el apartado de este anejo dedicado a los desmontes se presenta una tabla resumen del

inventario de taludes.

3. ANÁLISIS DE LOS RESULTADOS DE LOS RECONOCIMIENTOS.

CARACTERIZACIÓN GEOTÉCNICA DE LOS MATERIALES

3.1. GENERAL

En la cartografía geológico-geotécnica realizada para el Proyecto (a escala original 1:1.000,

reducida a 1:2.000 en su impresión en formato A3) se han distinguido unas formaciones

geológico-geotécnicas que, con carácter general, han mantenido la distribución y

nomenclatura de la cartografía disponible en el Estudio Geológico-Geotécnico (EGG, a

escala original 1:5.000), si bien algunas de las formaciones de éste no afectan al tramo de

Proyecto u otras han desaparecido con la nueva interpretación realizada gracias al mayor

detalle de la base topográfica de apoyo. En la siguiente relación aparecen las formaciones

reconocidas en este proyecto y las nomenclaturas adoptadas:

Rellenos

RE Zonas Edificadas y Ajardinadas

RP Zonas Pavimentadas

R2 Rellenos Sin Compactación

R1 Rellenos Compactados

Cuaternario - Terciario

QFV Depósitos de Fondo de Vaguada

QCE Depósitos Coluvio – Eluviales

CEDF Depósitos Terciario - Cuaternarios

SGRODE, SGR, SAPL y SEP Jabres sobre distinto tipo de sustrato

Orogenia Hercínica/Varisca

GRODE Granito de Ourense

GR Granito de Allariz

APL Granito Aplítico



EP Episienitas

ZBH Zona de Brechificación Hidrotermal

ZH Zona Tectonizada de Río Mesón de Calvos

En la nueva cartografía geológico-geotécnica hecha para el proyecto sobre una topografía

más detallada que la del EGG se han representado en planta todas las unidades anteriores.

Las formaciones no afectadas directamente por el tramo e incluidas en el EGG son las que

se indican a continuación, indicando brevemente el motivo por el que no se han incluido en

el proyecto:

QT Terrazas: No aparecen en el tramo aunque sí en la zona de estudio del

EGG.

QAL Depósitos Aluviales. Dada la similitud en cuanto a litología y espesor,

estos materiales se han incluido dentro de la formación QFV del

proyecto.

Por el contrario, para la cartografía geológico-geotécnica de proyecto se han distinguido

también los suelos eluviales (jabres) correspondientes al zócalo de aplitas y episienitas,

SAPL y SEP, y que no se habían diferenciado en el EGG.

En general y excepto para los rellenos, en la cartografía del Proyecto se ha mantenido la

nomenclatura del EGG. Los cambios en relación a los rellenos antrópicos se concretan en

que para el Proyecto y de cara a una mayor facilidad de visualización de la superficie

antropizada del terreno, se ha distinguido entre los rellenos bien compactados (R1), rellenos

vertidos sin compactar (R2), zonas edificadas (RE) y zonas pavimentadas (RP). En el EGG

se diferenciaba entre rellenos sin compactar o vertidos, rellenos de infraestructuras

ferroviarias y rellenos de otras infraestructuras.

También se ha dado un tratamiento distinto en el PC respecto al EGG para uno de los

grupos de zonas tectonizadas. Por un lado se ha mantenido la nomenclatura de “brecha

hidráulica” que aparece en la zona del túnel de Rante bajo el nombre ZBH. Por el contrario,

en el EGG las zonas alteradas asociadas a causas tectónicas incluidas en la formación ZF

se describían como zonas de “alteración de jabre asociado a fallas”; mientras que en el PC

sólo en la zona del viaducto del río Mesón de Calvos se ha distinguido una nueva formación

ZH, que corresponde a la denominada “harina de falla”.

Junto con las formaciones geológicas señaladas se ha reconocido un espesor superficial de

suelos con un mayor contenido de materia orgánica que se ha denominado tierra vegetal.

Para tener una idea de la frecuencia relativa de aparición de las diferentes formaciones en

el tramo, se ha contabilizado en el siguiente cuadro la longitud en la que han sido

reconocidas en todos los sondeos disponibles (Proyecto y Estudio Geológico-Geotécnico)

más cercanos al eje de trazado finalmente proyectado.

Formación Longitud de Sondeo

(m) Frecuencia de

Aparición

Sustrato Rocoso

GRODE 832,19 40,3%

GR 264,29 12,8%

EP 139,30 6,7%

APL 128,40 6,2%

Zonas de Brechificación o

tectonizadas

ZBH 117,95 5,7%

ZH 60,40 2,9%

Jabres

SGRODE 142,22 6,9%

SGR 227,02 11,0%

SAPL 14,85 0,7%

SEP 8,80 0,4%

Terciario - Cuaternario

CEDF 12,25 0,6%

QFV 53,00 2,6%

QCE 9,15 0,4%

Tierra Vegetal y Rellenos

Tierra Vegetal 9,60 0,5%

Rellenos R1 12,10 0,6%

Rellenos R2 34,40 1,7%



Un análisis de los datos facilitados por la tabla anterior ha de tener en cuenta que en

general la prospección mediante sondeos se ha concentrado en las unidades de proyecto

más significativas, tales como los túneles (sobre todo el de Rante) y los viaductos (Mesón

de Calvos, San Benito, Barbaña, etc.).

Se puede observar el predominio que tienen las unidades que comprenden el sustrato

granítico, que suman las dos terceras partes de la longitud total perforada en los sondeos

(el 66%), y dentro de ellas la correspondiente a la formación de Granito de Ourense GRODE

(el 61% del sustrato rocoso). A continuación, el resto de la longitud perforada se reparte

mayoritariamente entre los jabres (19%) y las unidades de zonas brechificadas o

tectonizadas (8,6%). Un hecho significativo, aparentemente contradictorio, es que la mayor

longitud acumulada en los jabres se corresponde con el sustrato del Granito de Allariz, SGR

(el 58%), que como material rocoso sano (GR) es menos frecuentemente perforado que el

de Ourense (GRODE). Esto se explica por el hecho de que el granito de Allariz es más

sensible a la alteración que el de Ourense.

Otras observaciones que se pueden hacer con los datos de la tabla anterior son la pequeña

incidencia de los suelos cuaternarios o terciario-cuaternarios (3,6% conjunto), que además

se concentran en unos pequeños depósitos; así como la escasa presencia de rellenos,

aunque dentro de estos destaca la relativa importancia que tienen los rellenos R2 motivada

por la inserción del tramo en un entorno periurbano sobre todo hacia el final del tramo.

Las formaciones geológico-geotécnicas reflejadas en la cartografía descritas hasta ahora se

han diferenciado, principalmente, en base a criterios litológicos, petrológicos y

estratigráficos teniendo en cuenta toda la información disponible desde el comienzo del

estudio; observaciones de campo, bibliografía geológica regional, estudio geológico

realizado por Ginprosa y del Estudio Geológico-Geotécnico, prospecciones de campo, etc.

Sin embargo, desde el punto de vista geotécnico, y tras un análisis pormenorizado de las

características individuales de cada una de estas formaciones geológicas, se ha decidido

agrupar algunas de ellas en unidades que poseen propiedades geotécnicas semejantes, lo

que permitirá hacer un análisis conjunto de su comportamiento en las diferentes unidades

de obra en las que intervienen. Con carácter general se han agrupado en unidades

geotécnicas únicas todos los sustratos graníticos, sin diferenciar entre el granito de Allariz y

el de Ourense, y distinguiendo únicamente la roca sana (grados de meteorización I-III), de

los niveles meteorizados (grado IV) y de sus respectivos suelos de alteración (jabres), que

también se estudian en conjunto sin diferenciar su origen (SGRODE, SGR, SAPL y SEP).

No obstante, sí se han observado diferencias en las características del sustrato rocoso sano

(GM I-III) reconocido en la primera parte del tramo hasta el río Barbaña (PK aproximado 6,1)

respecto al resto del tramo. En esa primera parte, la investigación, sobre todo la del túnel de

Rante, ha profundizado más en el sustrato de mayor calidad que en el resto. Por este

motivo se realizará una caracterización geotécnica de sus propiedades por separado.

En los siguientes apartados se realiza la descripción de las características geológico-

geotécnicas y de los parámetros geotécnicos de estas unidades. La caracterización

geotécnica de los materiales se ha basado en los resultados de las prospecciones de

campo y los ensayos de laboratorio realizados en este estudio geotécnico, contando con

toda la investigación llevada a cabo en las diferentes campañas; Proyecto, Estudio

Geológico-Geotécnico y, en menor medida, del Estudio Informativo). También se ha

realizado la observación directa del comportamiento real de estos materiales en las

infraestructuras cercanas.

Por último hay que recordar, como se ha indicado ya en otras partes de este documento,

que el Estudio Geológico-Geotécnico abarcaba un tramo de plataforma mayor que el que

comprende el proyecto. Concretamente se dispone de algunos ensayos de laboratorio

(calidad de la roca) e ‘in situ’ (presiómetros), que por su singularidad se hará alusión a ellos

en este documento.



En el Apéndice 2 de este anejo se presentan unas tablas resumen de ensayos agrupados

según las mismas unidades y litologías que se describen en estos apartados.

3.2. METODOLOGÍA

Como se ha comentado, la caracterización geotécnica de los materiales se ha basado

fundamentalmente en los resultados de la investigación de campo y de laboratorio

disponibles, así como en la observación directa del comportamiento real de los materiales

en las infraestructuras cercanas.

Los criterios de clasificación utilizados en este proyecto para describir los suelos y rocas del

tramo han sido los que se indican a continuación. En el Apéndice 1 se presentan estos

criterios en la figura que muestra las claves de los registros de investigación (“Claves del

registro de calicatas y sondeos”):

- La clasificación de los materiales tipo suelo se ha realizado siguiendo los criterios

del Unified Soil Classification System. Así por ejemplo, se ha utilizado el tamiz 5

mm UNE como separación entre las fracciones de grava y arena, equivalente el

tamiz número 4 (de 4,76 mm) de la serie ASTM.

- La resistencia y compacidad de los suelos se han definido de acuerdo a los

criterios establecido por Terzaghi y Peck en "Soil Mechanics in Engineering

Practice" (1969).

- Los grados de resistencia y meteorización de la roca se han definido según las

escalas de la ISRM (International Society for Rock Mechanics).

La descripción de los suelos y rocas que aparece en los registros de la investigación de

campo es el resultado de las observaciones directas hechas ‘in situ’ durante su ejecución,

más los cambios que han sugerido los resultados de los ensayos de laboratorio. Por

ejemplo, la descripción de los suelos en cuanto a las fracciones de los distintos tamaños de

partículas (grava, arena, finos) se ha ajustado a los resultados de los ensayos

granulométricos; o en el caso de la roca el grado de resistencia se ha corregido en relación

a los ensayos de resistencia a compresión simple.

Las características resistentes de los suelos se han analizado empleando el modelo de

Mohr-Coulomb, en general a partir de los ensayos de resistencia al corte hechos con

muestras representativas. Para el análisis de asientos se ha utilizado el modelo elástico y

los parámetros se han obtenido bien de ensayos presiométricos o bien a partir de

correlaciones con otros parámetros geotécnicos. Las correlaciones habitualmente

empleadas se basan en el golpeo obtenido en el ensayo SPT (Standard Penetration Test)

en el caso de los suelos granulares o en la resistencia al corte sin drenaje en los suelos de

naturaleza cohesiva. Se indicará la referencia bibliográfica de donde se hayan obtenido

estas correlaciones.

Para describir la resistencia de los suelos arcillosos y la compacidad de los granulares, se

ha tenido en cuenta el registro del golpeo necesario para la hinca del tomamuestras o del

ensayo de penetración SPT en los sondeos. Para ello, al igual que para utilizar las

correlaciones comentadas en el párrafo anterior, se emplea el valor equivalente a la energía

del 60% del ensayo SPT (N60). Basándose en nuestra experiencia, el valor de N60 se

calcula a partir de la lectura real de los golpeos del tomamuestras o del SPT con las

siguientes expresiones:

- Tomamuestras inalterada N60 = 0,9 x (N15-30+ N30-45)

- Ensayo SPT N60 = 1,5 x (N15-30+ N30-45)

donde N15-30 y N30-45 son los golpeos registrados en las dos tandas intermedias de la

hinca.



En el caso de los materiales rocosos, el modelo constitutivo de Hoek-Brown será el

empleado en los posteriores análisis del túnel es. En el apartado dedicado a estos

materiales (Apartado 3.13) se realiza la descripción metodológica según van obteniéndose

los diferentes parámetros del modelo correspondientes a la roca matriz y al macizo rocoso.

3.3. RELLENOS R1

Son los rellenos con función estructural que han sido compactados adecuadamente para

formar parte de las infraestructuras viarias existentes en la zona de estudio. Se ha asignado

esta unidad a los rellenos compactados que tienen más de 1 m de altura. Destacan los

rellenos que forman la plataforma del actual ferrocarril Zamora – Ourense con alturas de

hasta 15 m y que se encuentra adyacente al nuevo trazado desde prácticamente el PK

7+000. Hacia el final del tramo aparece el relleno más reciente correspondiente a la

carretera Rairo – Bemposta de menor altura. Los rellenos proyectados para la futura línea

de alta velocidad se apoyarán frecuentemente de forma directa sobre esos rellenos,

pudiéndose considerar en algún caso como la ampliación lateral del relleno de la actual

plataforma.

La otra vía importante de la zona de estudio corresponde a la carretera N-525 que se cruza

en varios puntos del tramo, pero siempre mediante viaductos (ríos Mesón de Calvos y

Barbaña), por lo que sólo afectará a la excavación para la realización de la cimentación de

alguna zapata.

En el resto del tramo en general estas vías son pequeñas carreteras que se adaptan al

relieve existente, por lo que los terraplenes tienen poca entidad.

En general los rellenos presentan buen estado y no se han observado deformaciones ni

inestabilidades en los mismos. Se cree que se construyeron con el producto obtenido de las

excavaciones de los mismos tramos viales, por lo que es muy probable que estén formados

por un terraplén de naturaleza arenosa (a partir del jabre y el granito más o menos

meteorizado) y en menor medida como un pedraplén (a partir de los materiales rocosos más

sanos.)

Dada su presencia poco significativa, se dispone de pocos datos de campo y laboratorio. En

el sondeo SR-8+860 se ha reconocido el máximo espesor de estos rellenos, igual a 6,0 m,

perteneciente a la plataforma ferroviaria actual.

Se han realizado ensayos de identificación (granulometría y límites de Atterberg) con tres

muestras de rellenos R1, cuyos resultados en valores estadísticos se muestran en la

siguiente tabla.

Rellenos R1

Parámetro Valor

Promedio

Rango de

Variación

Desviación

Estándar

Número

de Datos

Humedad natural (%) 6,5 10,3 – 4,0 3,3 3

Granulometría

Finos (%) 11 15 - 7 4 3

Arena (%) 67 77 - 49 15 3

Grava (%) 23 41 - 11 16 3

Límites de

Atterberg

Límite Líquido 27 27 - 26 1 2

Límite Plástico 17 18 - 16 1 2

Índice de

Plasticidad 10 11 - 8 2 2

Las tres muestras pertenecen al relleno de la actual plataforma ferroviaria situado al final del

tramo. Las características observadas son muy parecidas a las correspondientes al jabre,

por lo que se confirma que se utilizaron dichos materiales para la construcción de los

rellenos actuales.

En relación a las características resistentes de estos materiales se les asignará los mismos

parámetros que los que han resultado del análisis de los jabres (ver apartado dedicado a los

jabres) cuando se utilizan como materiales para la construcción de los rellenos.

- Cohesión c’ = 20 kPa 25 kPa EN TRAMO 1

- Ángulo de fricción ϕ = 35o



Para los análisis en los que intervenga la deformabilidad de estos rellenos se ha

recomendado utilizar un valor del módulo de elasticidad igual a 30 MPa. Este valor resulta

de asimilarlo al valor del módulo exigido en el ensayo de placa de carga como control de

ejecución del núcleo de los terraplenes.

Donde la futura plataforma se apoye sobre los rellenos actuales se deberá realizar un

cajeado de sus taludes, de forma que se realice una adecuada unión entre ambos

terraplenes y se elimine su parte superficial algo más alterada.

3.4. RELLENOS R2, RP Y RE

Los rellenos denominados R2 son pequeñas acumulaciones de tierras que no han recibido

ninguna compactación; pequeñas escombreras de tierras, rellenos de caminos de

compactación dudosa, bancales agrícolas, pequeños vertederos, etc. A veces han recibido

una ligera compactación debido al paso de vehículos o al propio peso de las tierras.

Los rellenos RP y RE son las áreas en torno al tramo que están pavimentadas o edificadas

por lo que no ha sido posible la observación directa del terreno natural. Se ha considerado

que su espesor es muy pequeño, menor de 1 m, y cuando forma parte de un relleno de

mayor altura se le ha asignado el nombre de relleno estructural R1.

Hasta la zona del río Barbaña, la mayor densidad de estos rellenos corresponde a las zonas

urbanizadas de la localidad de Rante y a la zona de confluencia entre las carreteras N-525 y

OU-320 a la altura del PK 1+500 de la traza. En la primera zona se ha reconocido la mayor

escombrera del tramo, al lado de la carretera OU-0516 a la altura del PK 2+800. En la

segunda zona se ha reconocido un espesor de 2,8 m de relleno R2 en el sondeo SV-1+500.

En ningún caso afectarán a la traza pues se sitúan en zonas donde el tramo discurre en

túnel o en viaducto.

En el resto del tramo a partir del río Barbaña, la presencia de estos rellenos afectará al

proyecto de forma igualmente poco significativa ya que se localizan en pequeñas zonas y

en general tienen poco espesor. Cuando aparezcan será necesaria su retirada, saneo del

cimiento y sustitución por material de buena calidad. Las principales zonas con rellenos de

este tipo a lo largo de la traza son las siguientes:

DISTRIBUCIÓN DE ZONAS CON RELLENOS

P.K. inicial P.K. final Longitud

(m) Observaciones Sección Tipo

6+300 6+345 45 Afecta a las excavaciones de las cimentaciones de

pilas P-3 y P-4 Viaducto

6+970 7+050 80 Sólo afecta al borde izquierdo. 1,0 m Relleno

7+395 7+440 45 0,5 m en todo el ancho de la plataforma Desmonte

7+750 7+770 20 Sólo afecta al borde derecho. 1,5 m Relleno


la pila P-2 y estribo E-1 Viaducto



7+980 8+000 20 Sólo afecta al borde izquierdo. 1,0 m Desmonte

8+190 8+255 65 Sólo afecta al borde derecho. 0,5 m Desmonte

8+355 8+480 125 1,0 a 2,0 m en todo el ancho de la plataforma Desmonte


8+775 8+980 205 Variable de 1,0 a 3,0 m Relleno

8+980 9+030 50 Afecta a las excavaciones de las cimentaciones del

estribo E-1 y la pila P-1

Relleno

Se dispone de los resultados de ensayos de identificación realizados con muestras de

rellenos R2, cuyos valores estadísticos se muestran en la siguiente tabla.



Rellenos R2

Parámetro Valor

Promedio

Rango de

Variación

Desviación

Estándar

Número

de Datos

Humedad natural (%) 6,8 - - 1

Granulometría

Finos (%) 21 28 - 11 6 7

Arena (%) 75 81 - 65 6 7

Grava (%) 5 9 - 1 3 7

Límites de

Atterberg (1)

Límite Líquido 32 - - 6

Límite Plástico 18 - - 6

Índice de

Plasticidad 14 - - 6

(1) 5 de las 6 muestras ensayadas han resultado No Plásticas

Se dispone del resultado de un ensayo químico correspondiente al contenido en ion sulfato,

igual a 157 mg/kg. Este valor implica que el terreno no es agresivo al hormigón estructural.

Al igual que ocurría con los rellenos compactados R1, las características reconocidas en los

rellenos R2 son semejantes a las de los jabres que se analizan en su correspondiente

apartado.

Como parámetros resistentes se recomienda utilizar los siguientes valores;

- Cohesión c’ = 2 kPa


Estos parámetros se han obtenido a partir de un estudio mediante retro-análisis realizado

para simular la situación actual en torno al PK 8+380. En esta zona en desmonte los

rellenos R2 se excavan junto con el terreno natural mediante el procedimiento de muro

claveteado (muro M-8.3D). El detalle del análisis realizado se amplía en el apartado

dedicado a este desmonte.

Como ya se ha indicado anteriormente, será necesaria la retirada de estos rellenos cuando

se encuentren en la zona de apoyo de los terraplenes, tras lo que se saneará el cimiento y

se sustituirá por material de buena calidad. El mismo procedimiento se seguirá cuando

todavía quede algo de estos materiales en fondo de desmonte. El material excavado en

estas operaciones se retirarán a vertedero.

3.5. TIERRA VEGETAL

La primera parte del tramo atraviesa en general campos de cultivo, prados o monte bajo en

los que se reconoce el sustrato vegetal natural. La capa superficial de suelos en estas

zonas es la que se ha denominado como tierra vegetal o de labor, que en sentido estricto no

llega a ser una tierra vegetal ya que el contenido de materia orgánica o vida microbiana es

reducido. Por el contrario en la parte final del tramo, es más frecuente la presencia de

explanaciones viarias actuales (calles, caminos, carretera, ferrocarril, solares, etc.) y de

rellenos vertidos (R2) en los que ha desaparecido al sustrato vegetal natural.

Se ha reconocido frecuentemente en los sondeos y calicatas del tramo, en los que se ha

descrito casi siempre como una arena floja de color marrón o gris oscuro y contenido

variable de grava y de arcilla o limo (clasificada como SC o SM). El espesor reconocido

varía entre 20 y 60 cm. En la siguiente tabla aparece la tramificación de la traza según el

espesor de tierra vegetal, incluyendo los tramos de túnel en mina y los viaductos en los que

se considerado espesor nulo ya que no se realiza ninguna actuación que afecta a la capa

de suelos superficiales.



ESPESOR DE TIERRA VEGETAL. EJE LAV

PK Inicial PK Final Longitud del Tramo

(m)

Espesor de Tierra

Vegetal

(cm)

Observaciones

0+000 0+120 120 30

0+120 0+680 560 50

0+680 1+480 800 30

1+480 1+880 400 --- Viaducto Río Mesón de

Calvos

1+880 2+300 420 30

2+300 2+470 170 20

2+470 2+580 110 --- Viaducto Regueiro San

Benito

2+580 2+680 100 20

2+680 6+030 3350 --- Túnel de Rante

6+030 6+173 143 20

6+173 6+529 356 --- Viaducto Río Barbaña

6+529 7+020 491 30

7+020 7+410 390 50

7+410 7+560 150 0 Camino y rellenos

7+560 7+770 210 20 Aproximadamente sólo en

mitad derecha

7+770 7+825 55 --- Viaducto OU-105

7+825 8+075 250 0 Caminos y rellenos

8+075 8+260 185 40 Aproximadamente sólo en

mitad derecha

8+260 8+505 245 0 Camino, carretera y

rellenos

8+505 8+630 125 --- Túnel Curuxeiran

8+630 8+983 353 0 Carretera, ferrocarril actual

y rellenos

8+983 9+157 174 --- Viaducto carretera Rairo-

Bemposta

9+157 9+234 77 30

El espesor medio ponderado resultante con esta tramificación es del orden de 30 cm en la

primera parte del tramo, mientras que disminuye hasta los 20 cm en el último tercio de la

traza. En ambos subtramos el espesor medio se ha calculado sin considerar los tramos en

túnel ni de viaducto.

Se ha realizado una tramificación similar de las variantes de caminos, caminos de servicio,

de enlace, etc. en la siguiente tabla aparecen todos los tramos donde se ha interpretado

que puede haber cierto espesor de tierra vegetal. En los tramos no indicados en esta tabla

se considerará espesor nulo, en general motivado también por la presencia de rellenos

vertidos, pavimentados, etc.

ESPESOR DE TIERRA VEGETAL. OTRAS VÍAS

Caminos PK Inicial PK Final

Longitud

del Tramo

(m)

Espesor de

Tierra Vegetal

(cm)

Camino Provisional acceso Relleno de

sobrantes 0.0

0+000 0+181 181 30

Variante de camino 0.0 Relleno de

sobrantes V-1a

0+000 0+688 688 30

Camino de enlace 0.0-1 D 0+000 0+187 187 30

Camino de enlace 0.0-1 I 0+000 0+193 193 30

Variante de camino 0.0 PS 0+000 0+423 423 30

Desvío Provisional Variante de camino 0.0

PS

0+000 0+083 83 30

Camino de enlace 0.0-2 D

0+000 0+227 227 30

0+227 0+781 554 50

0+781 0+848 67 30

Camino de enlace 0.0-2 I

0+000 0+223 223 30

0+223 0+778 555 50

0+778 0+837 59 30

Variante de camino 0.7 PI 0+000 0+209 209 30

Camino de enlace 0.7 D 0+000 0+850 850 30

Camino de enlace 0.7 I 0+000 0+639 639 30

Variante de camino 1.5 0+000 0+080 80 30

Camino de servicio 1.5 D 0+000 0+149 149 20




0+279 0+357 78 20


0+208 0+409 201 20

Camino de acceso al túnel 2.4 I 0+000 0+308 308 20

Camino de acceso al túnel 3.3 D 0+000 0+545 545 30




Caminos PK Inicial PK Final

Longitud

del Tramo

(m)

Espesor de

Tierra Vegetal

(cm)


0+070 0+304 234 40


Camino de servicio 6.4 I 0+000 0+030 30 60

0+030 0+054 24 30


Camino de servicio 6.5 I 0+000 0+120 120 30


0+080 0+385 305 40





Camino de enlace 7.0 D

0+000 0+080 80 40

0+150 0+260 110 50

0+330 0+390 60 50

0+510 0+770 260 20








Camino de enlace 8.9 0+000 0+073 73 20




Se dispone de cuatro ensayos de laboratorio de determinación del contenido de materia

orgánica de muestras superficiales de calicatas excavadas en la campaña complementaria

del Proyecto de Construcción, con los siguientes resultados; 1,54%, 1,65%, 6,25% y

12,60%. Este último valor más alto no se considera representativo del contenido medio de

materia orgánica de estos suelos.

Estos materiales se retirarán de toda la zona ocupada por la explanación y se utilizarán en

la revegetación de los taludes originados por la obra.

3.6. FORMACIÓN QFV

3.6.1. General

Corresponde a los depósitos de suelos cuaternarios de origen mixto coluvial y aluvial que se

forman en el lecho actual de los ríos, arroyos y fondos de vaguadas. A lo largo del tramo

destacan los depósitos de los arroyos y ríos Taboadela, Mesón de Calvos, San Benito,

Barbaña, Seixalbo y Zain, junto con sus subsidiarios. Aparecen de forma discontinua a lo

largo del tramo, ocupando siempre las zonas deprimidas y los fondos de las vaguadas.

A continuación se enumeran los depósitos de estos suelos que se han reconocido a lo largo

de la traza. En esta tabla se indica la investigación mecánica disponible y el espesor

máximo de suelo reconocido en ésta. Para observar la mejor representación de su

extensión se puede consultar el perfil longitudinal geológico-geotécnico.

A continuación se enumeran los depósitos de estos suelos que se han reconocido a lo largo

de la traza. En ocasiones los depósitos de suelos han quedado cubiertos por los frecuentes

rellenos presentes en la zona, sobre todo en el último tercio del tramo, por lo que la

extensión de los depósitos que aparecen en la tabla puede no coincidir con lo representado

en las plantas de cartografía geológico-geotécnica. Su mejor representación aparece en el

perfil longitudinal geológico-geotécnico. En esta tabla se indica la investigación mecánica

disponible y el espesor máximo de suelo reconocido en ésta o el interpretado en el perfil a

partir de todos los datos disponibles.



DISTRIBUCIÓN DE DEPÓSITOS DE SUELOS QFV

Río o Arroyo Situación

PK de cruce con el Eje LAV

Investigación Espesor máximo

(m)

Taboadela 0+110 0+680

SR-0+415 SE-700+170 EG; SV-700+600 EG

PR-0+205; PR-0+480; PR-0+550; PR-0+660

PR-700+240 EG; PR-700+290 EG;

PR-700+370 EG; PV-700+585 EG CR-700+280 EG; CR-700+400

EG; CR-700+480 EG; CR-700+640 EG

P-700+600 EI; C-700+600 EI

3,9

Taboadela (tributario) 0+835 0+940 SR-0+920

PR-0+860 y Bis PD-700+840 EG; CD-700+820 EG

2,0

Mesón de Calvos 1+540 1+815

SV-1+540; SV-1+580; SV-1+635; SV-1+665; SV-1+700; SV-1+750;

SV-1+800 PR-1+605

3,2

San Benito 2+505 2+555 SV-2+520; SV-2+550

PV-2+525 y Bis 1,8

Barbaña 6+345 6+390 SV-6+375

PV-706+670 EG 3,0

Seixalbo 7+660 7+750

SV-708+000 EG PR-7+665 PR-7+705 PR-7+725

PV-708+035 EG

7,0

Seixalbo (tributario) 8+045 8+160 SE-708+460 EG PR-708+380 EG CR-708+380 EG

2,0

- 8+360 8+400 SE-708+680 EG 2,5

Zain (tributario) 8+675 8+710 PV-709+000 EG 1,5

Zain 8+780 8+840 PV-709+100 EG 4,0

Zain 8+925 9+025 SV-8+920

S-708+620 EI PR-709+240 EG

6,0

De las zonas indicadas, la nueva plataforma de LAV atraviesa mediante viaductos los

cauces de los ríos Mesón de Calvos, San Benito y Barbaña, y parcialmente el del arroyo

Zain, mientras que en el resto la plataforma ferroviaria se proyecta en relleno y en alguna

ocasión se excava en desmontes bajos (los de los PPKK 8+100 y 8+380).

La descripción más general de estos suelos es la de una arena marrón o gris con un

contenido variable de limo o arcilla y escaso de grava a veces subredondeada. Se han

descrito como arenas muy flojas a medianamente densas (ver apartado de resistencia). El

espesor máximo realmente reconocido en la investigación ha sido de 6 m en el sondeo S-

708+620 EI del Estudio Informativo, perforado en la última de las zonas señaladas. Las

penetraciones dinámicas realizadas en esta misma zona han tenido que pasar un primer

nivel de rellenos actuales de espesor entre 1 y 5 metros, que no estaban cunado se perforó

el mencionado sondeo, por lo que los suelos QFV se han llegado a reconocer hasta una

profundidad máxima de 9 m (PV-709+240 EG) respecto a la superficie actual del terreno.

3.6.2. Identificación y Estado

Se dispone de ensayos de identificación de los suelos QFV realizados en todas las fases de

investigación y pertenecientes prácticamente a todos los depósitos de suelos asociados a

los ríos o arroyos principales mencionados. En el siguiente cuadro se presentan los valores

estadísticos de los resultados obtenidos, en los que se han diferenciado los suelos

granulares de los cohesivos.

Formación QFV. Suelos Granulares Formación QFV. Suelos Cohesivos

Parámetro Valor

Promedio Rango de Variación

Desviación Estándar

Número de Datos

Valor Promedio

Rango de Variación

Desviación Estándar

Número de Datos

Humedad Natural (%) 14,4 31,5 - 3,8 7,6 15 17,9 28,2 - 10,5

6,0 6

Densidad Seca (g/cm3) 1,76 2,17 - 1,46 0,22 8 1,69 - - 1

Densidad Natural (g/cm3) 2,03 2,27 - 1,88 0,14 8 2,03 - - 1

Granulometría

Finos (%) 21 46 - 2 12 22 61 69 - 50 7 6

Arena (%) 71 87 - 46 11 22 39 50 - 31 7 6

Grava (%) 8 43 - 0 11 22 0 0 - 0 0 6

Límites de Atterberg (1)

Límite Líquido 28 43 - 21 7 19 34 48 - 26 10 5

Límite Plástico 19 25 - 17 3 19 23 31 - 17 6 5

Índice de Plasticidad

10 18 - 4 4 19 10 17 - 6 5 5

Análisis Químico

Materia Orgánica (%)

0,59 1,09 - 0,11 0,45 5 0,52 0,93 - 0,11

0,58 2

Carbonatos (%) 0,15 0,30 - 0,00 0,21 2 0,20 - - 1

Sulfatos Solubles (%)

0,02 0,03 - 0,00 0,02 3 0,09 0,14 - 0,03

0,08 2

Ión Sulfato (mg/kg)

72,63 121 - 24 35,89 5 - - - -

Yesos (%) 0,77 1,33 - 0,20 0,80 2 1,27 - - 1

Sales Solubles (%)

0,07 0,09 - 0,05 0,03 2 0,11 - - 1

(1) 12 de las muestras granulares y 1 de las cohesivas han resultado No Plásticas



Las características de los suelos se corresponden con la naturaleza de la roca madre de la

que proceden, que en este tramo son fundamentalmente granitos, y la de sus suelos de

alteración o jabres. Por lo tanto son suelos muy parecidos a los jabres en cuanto a su

constitución granulométrica y plasticidad. Existe un número de muestras de suelo cohesivo

mayor que la proporción de estos suelos realmente reconocidos en el tramo, ya que la

litología predominante es la arenosa. Atendiendo a los valores medios de los ensayos de

identificación, los suelos granulares se describen como una arena con bastante limo o

arcilla e indicios de grava. En general han resultado características muy homogéneas,

siendo siempre su clasificación como SM o SC. El contenido medio de grava es algo

elevado en relación a lo generalmente observado y ello se debe a que dos de las muestras

tenían entre un 35 y un 45% de grava.

Los suelos cohesivos se describen con los parámetros medios como limo o arcilla arenosos.

Ha resultado un contenido nulo de grava en todas las muestras cohesivas ensayadas.

El carácter poco plástico de los suelos QFV se comprueba con la gran proporción de

muestras ensayadas que han resultado no plásticas; 12 de las 19 muestras de suelos

granulares e incluso una de las cohesivas. Sólo hay dos muestras con un límite líquido

mayor de 40, pero siempre menor de 50. Los resultados de los ensayos de plasticidad se

muestran en el siguiente gráfico de Casagrande, habiéndose diferenciado los suelos

granulares de los cohesivos.

DIAGRAMA DE PLASTICIDAD. FORMACIÓN QFV

De los ensayos de estado resulta singular la variabilidad de los valores que se han obtenido

de la densidad seca en los suelos arenosos, entre 1,46 y 2,17 g/cm3.

En los análisis químicos resultan contenidos muy bajos de sustancias relativas a los sulfatos

y a la materia orgánica. Los primeros no supondrán un condicionamiento sobre el diseño de

las unidades de obra que se construyan con estos suelos o que estén en contacto con ellos.

3.6.3. Ensayos sobre aprovechamiento de materiales

A pesar de los suelos de la formación QFV no se excavarán en ningún desmonte del tramo,

se dispone de ensayos que caracterizan su adecuación en la formación de los rellenos del

tramo. Son ensayos realizados en la campaña del Estudio Geológico-Geotécnico, algunos

con muestras de la investigación de la zona del Préstamo 3. Consisten en ensayos de

compactación Proctor Modificado, índice CBR, así como ensayos de hinchamiento y

colapso de muestras compactadas a densidades equivalentes a las de referencia de puesta

en obra. Los resultados individuales de estos ensayos son los siguientes.

0

10

20

30

40

50

60

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Índ

ice

de

Plá

sticid

ad

Límite Líquido

FORMACIÓN QFV

QFV Granular

QFV Cohesivo

10 Muestras No Plásticas

CH

MH

12 Muestras Granulares No Plásticas (NP)1 Muestra Cohesiva No Plástica (NP)

CL

MLCL-ML



Parámetro CR-700+480

(1,35 m)

CP-3a.3

(1,25 m)

CP-3a.7

(1,25 m)

Valor

Medio

Ensayo

Proctor

Modificado

Densidad

máxima (g/cm3) 2,14 1,98 2,04 2,05

Humedad

óptima

(%)

6,7 9,2 8,3 8,1

CBR

Índice

(para el 95%

Dmáx)

36 5 11 17

Hinchamiento

(%) 0,2 2,3 1,7 1,4

Hinchamiento Libre (%) 0,0 0,1 0,0 0,03

Potencial de Colapso (%) 0,0 0,1 0,0 0,03

En principio, todos estos resultados muestran que los suelos QFV se califican como aptos

para la construcción de los rellenos tipo terraplén del tramo. Aunque los hinchamientos

medidos en los ensayos CBR son algo altos en dos de las tres muestras, esto no tiene

reflejo en los correspondientes ensayos de hinchamiento libre, que ha resultado

prácticamente nulo y que es el parámetro que se utiliza para calificar la aptitud del suelo.

En cualquier caso, como se ha comentado, estos suelos no se excavarán en los desmontes

del tramo. El pequeño volumen de suelos que se extraiga de las excavaciones para las

cimentaciones de los viaductos, se va a recomendar que se utilice preferentemente en

rellenos que no formen la plataforma ferroviaria.

3.6.4. Resistencia

Análisis de la investigación de campo

Los suelos QFV que forman los depósitos aluviales de los arroyos de Taboadela, Seixalbo y

Zain son los que formarán parte del cimiento de terraplenes del tramo; mientras que los de

los ríos Mesón de Calvos, San Benito y Barbaña se cruzan con viaductos. El estudio

específico de estos depósitos se realizó con una campaña especial de penetraciones

dinámicas, a partir de cuyos resultados se ha realizado un primer análisis de la resistencia

de los suelos QFV.

Los resultados de las penetraciones dinámicas realizadas se resumen en la siguiente tabla

(hasta los 5 m de profundidad, excepto el último de 5 a 10 m). Con diferente sombreado

aparecen los golpeos correspondientes a los suelos QFV y a las otras formaciones

subyacentes o rellenos. Son medidas de golpeos NDPSH directos, sin correcciones.



SUELOS QFV. RESULTADOS DE ENSAYOS DE PENETRACIÓN DPSH

Arroyo Situación

PK de cruce Penetrómetro

Golpeos NDPSH

0,0 m

1,0 m

2,0 m

3,0 m

4,0 m

PR-0+205 0 3 5 6 5 6 7 7 6 7 11 18 25 24 21 30 34 41 68 46 41 75 84 46 73

PR-700+240 EG 1 2 2 3 6 3 2 1 2 5 8 14 23 28 33 55 55 30 18 31 37 26 39 57 45

PR-700+290 EG 1 0 1 0 0 3 2 1 5 7 8 10 10 12 21 27 23 23 27 32 53 101 74 148 163

PR-700+370 EG 0 2 1 0 0 4 8 5 6 6 7 6 8 7 8 8 7 7 8 9 9 12 16 12 10

Taboadela 0+110 0+680 PR-0+480 2 4 12 21 17 10 7 12 10 14 25 26 9 7 7 7 6 7 7 10 13 19 22 22 24

PR-0+550 3 7 7 7 8 7 6 7 6 7 11 17 12 14 16 19 37 46 102 95 100 - - - -

PV-700+585 EG 2 2 3 3 5 7 7 9 6 6 7 6 6 7 16 14 11 6 7 7 4 5 4 6 6

PR-0+600 1 4 3 2 4 2 1 1 9 7 8 6 6 5 9 12 13 17 9 5 5 6 7 9 16

P-700+600 EI 0 2 3 3 1 2 3 7 7 6 9 8 8 13 15 11 4 5 4 4 7 5 6 7 8

PR-0+660 3 5 8 6 6 6 6 7 7 7 8 12 16 17 15 14 11 9 9 26 33 40 43 58 60

Taboadela

(Tributario)

PR-0+860 3 5 6 6 6 11 16 15 42 64 100 - - - - - - - - - - - - - -

0+835 0+940 PR-0+860 Bis 4 4 6 9 16 12 9 100 - - - - - - - - - - - - - - - - -

PR-700+840 EG 3 4 4 4 4 4 4 6 7 6 10 24 37 47 30 37 33 16 12 10 8 14 12 69 200

PR-7+665 3 6 5 3 3 3 2 2 6 8 13 9 16 18 19 26 32 36 26 23 27 25 11 39 100

7+660 7+750 PR-7+705 4 16 22 14 11 6 4 5 5 4 5 4 5 7 6 5 6 7 5 5 6 7 5 6 12

Seixalbo PR-7+725 1 6 2 3 4 6 6 4 3 5 5 4 4 4 3 6 12 9 7 7 9 9 8 27 49

PV-708+035 EG 2 5 4 4 4 5 6 5 2 0 0 0 1 2 4 5 4 5 6 7 7 9 43 200 -

8+045 8+160 PR-708+380 EG 2 3 2 1 3 6 6 7 7 6 6 6 12 109 200 - - - - - - - - - -

Zain 8+675 8+710 PV-709+000 EG 10 12 15 14 10 11 10 12 14 15 27 23 25 33 129 200 - - - - - - - - -

8+780 8+840 PV-709+100 EG 13 19 16 21 21 23 15 8 4 4 6 8 3 1 2 2 3 2 2 2 1 5 7 8 20

5,0 m 6,0 m 7,0 m 8,0 m 9,0 m

Zain 8+925 9+025 PV-709+240 EG 7 7 3 2 2 1 1 2 6 3 2 2 1 1 4 3 3 2 2 3 3 1 4 6 200

De 0,0 a 5,0 m

Relleno

Relleno

Formación

QFV

Formaciones Subyacentes (jabre o sustrato granítico)



Teniendo en cuenta que las correlaciones geotécnicas habituales están referidas al golpeo

normalizado a la energía del 60% del ensayo SPT (N60), y que la relación entre ambos

golpeos es aproximadamente N60 = 2xNDPSH, se obtiene que los suelos granulares son en

general flojos a medianamente densos, con frecuentes niveles muy flojos casi siempre en

superficie. En la tabla se han remarcado los golpeos menores de 5 que corresponden a

estos niveles flojos o muy flojos.

De igual manera se han analizado los golpeos registrados durante la hinca de los

tomamuestras y de los ensayos de penetración SPT en los sondeos llevados a cabo en

estas zonas, con los siguientes resultados. La litología siempre ha correspondido a arenas.

SUELOS QFV. RESULTADOS DE ENSAYOS DE PENETRACIÓN EN SONDEOS

Arroyo Situación

PK de cruce Sondeo

Muestra

Profundidad

(m)

Tipo de muestr

a

Golpeo Clasificación

N0-15 N15-30 N30-45 N45-60 N60

Taboadela 0+110 0+680

SE-700+170 EG

1s 1,80 SPT 2 3 3 3 9 Floja

SR-0+415 1 0,50 MI 10 10 14 18 22 Med. Densa

1s 1,10 SPT 6 4 3 5 11 Med. Densa

SV-700+600 EG

MI-1 2,00 MI 7 9 10 13 17 Med. Densa

Taboadela (Tributario

) 0+835 0+940 SR-0+920

1 0,50 MI 7 5 7 10 11 Med. Densa

1s 1,10 SPT 6 4 6 10 15 Med. Densa

Seixalbo 7+660 7+750 SV-708+000

EG

MI-1 1 MI 3 1 1 6 2 Muy Floja

SPT-1 1,6 SPT 1 1 1 1 3 Floja

MI-2 4,4 MI 2 1 2 1 3 Floja

Zain 8+925 9+025

SV-8+920 2s 4,3 SPT 7 7 6 8 20 Med. Densa

- 6,8 MI 4 1 3 10 4 Floja

S-708+620 EI MI-1 1,5 MI 1 0 3 2 3 Floja

SPT-1 2,1 SPT 5 6 5 3 17 Med. Densa

En la última columna de los golpeos aparece el valor equivalente a la energía del 60% del

ensayo SPT (N60), que es el que sirve de referencia para la clasificación de las muestras

que se indica en la última columna. El valor de N60 se calcula con las siguientes

correlaciones:

- Muestra inalterada N60 = 0,9 x (N15-30+ N30-45)

- Muestra SPT N60 = 1,5 x (N15-30+ N30-45)

Se observa que los golpeos registrados en los sondeos son algo mejores que los

registrados con las penetraciones dinámicas continuas. También con el análisis de estas

últimas se observa mejor la distribución de los niveles más flojos con la profundidad, lo que

permitirá definir el alcance de las medidas de mejora que se van a plantear en el cimiento

de los rellenos. A la vista del cuadro de la página anterior, los suelos más flojos se localizan

en los niveles superficiales, entre 0,5 a 1,5 metros y sólo en el Arroyo Zain se produce a

mayores profundidades. En el caso se los depósitos superficiales, el tratamiento más

adecuado a dar a estos suelos será el de su sustitución, con el que únicamente la presencia

de agua podría plantear alguna dificultad. En el siguiente cuadro se indican las zonas en las

que se propone el tratamiento de saneo y sustitución. El espesor que se indica está referido

a la superficie actual del terreno.

TRATAMIENTO DE SUSTITUCIÓN DE SUELOS QFV

Arroyo Zona de tratamiento

Espesor de

Sustitución

(m)

Taboadela

0+140 0+200 1,0

0+200 0+400 1,5

0+400 0+550 0,6

0+550 0+660 1,5

Taboadela (

Tributario) 0+850 0+940 1,0

Seixalbo 7+660 7+750 1,0

8+045 8+160 1,0

En el caso del arroyo Zain, en las dos últimas áreas descritas (8+780-8+840 y 8+925-

9+025) han aparecido suelos QFV flojos, pero a mayor profundidad al encontrarse bajo un

importante espesor de rellenos superficiales (hasta 5,0 m en el PV-709+240 EG). El

procedimiento de mejora del cimiento del relleno en esta zona se proyecta teniendo en

cuenta no sólo la presencia de estos suelos flojos, sino otras condiciones del



emplazamiento y del proyecto; futuro relleno de gran altura apoyado sobre otros rellenos de

plataforma ferroviaria y de carretera en servicio, proximidad del estribo de acceso al futuro

viaducto sobre el Vial Rairo-Bemposta, etc.

Por lo que respecta a los otros cauces aluviales que cruza la traza, los ríos Mesón de

Calvos y Barbaña y el Regueiro de San Benito, el análisis de la investigación de campo se

va a centrar en el golpeo de los ensayos SPT y de la toma de muestras en los abundantes

sondeos realizados.

SUELOS QFV. RESULTADOS DE ENSAYOS DE PENETRACIÓN EN SONDEOS

RÍO MESON DE CALVOS, REGUIERO SAN BENITO y BARBAÑA

Río Situación

PK de cruce Sondeo Muestra

Profundidad (m)

Tipo de muestra

Tipo de Suelo

Golpeo Clasificación

N0-15 N15-30 N30-45 N45-60 N60

Mesón de Calvos

1+540 1+815

SV-1+540 1s 1,10 SPT SC 5 7 9 11 24 Med. Densa

SV-1+580

1 0,60 MI SM 2 1 6 8 6 Floja

1s 1,20 SPT SM 4 5 9 13 21 Med. Densa

2s 2,80 SPT SP 2 2 4 3 9 Floja

SV-1+635

1 1,20 MI SM 4 3 7 11 9 Floja

1s 1,80 SPT SM 3 4 6 16 15 Med. Densa

SV-1+665

1 0,50 MI SC 4 2 4 4 5 Floja

1s 1,10 SPT SC 1 1 2 3 5 Floja

2 2,00 MI SC 2 2 2 4 4 Muy Floja

SV-1+700 1 0,35 MI SM 1 2 1 2 3 Muy Floja

1s 0,90 SPT SM 1 2 4 3 9 Floja

SV-1+750 1 0,50 MI ML 13 10 13 16 21 Muy Firme

1s 1,10 SPT ML 9 11 12 12 35 Dura

SV-1+800 1 0,50 MI SM 15 16

29 Med. Densa

San Benito 2+505 2+555 SV-2+550 1 0,60 MI SM 6 9 7 5 14 Med. Densa

1s 1,20 SPT SM 2 2 1 4 5 Floja

Barbaña 6+345 6+390 SV-6+375

1 0,6 MI SM 4 2 2 1 4 Muy Floja

1s 1,2 SPT SM 1 1 1 1 3 Muy Floja

2 2,0 MI SM 2 1 3 7 4 Muy Floja

Se observa que incluso a las máximas profundidades (del orden de los 3 m) se producen

golpeos muy bajos que definen a los suelos arenosos como flojos y muy flojos. Estos suelos

no podrán servir de apoyo a las cimentaciones de los viaductos con los se proyecta el cruce

de la LAV.

Análisis de los ensayos de laboratorio

Con objeto de analizar el comportamiento resistente de estos suelos se han llevado a cabo

ensayos de laboratorio de tipo corte directo (consolidado y drenado). Las características de

los suelos ensayados, así como el tipo de las muestras (inalteradas o remoldeadas) y los

valores de resistencia obtenidos, no permiten un análisis conjunto de los resultados, por lo

que se ha optado por presentarlos de forma separada en la siguiente tabla.

ENSAYOS DE CORTE DIRECTO. SUELOS QFV

Sondeo o

Calicata Muestra

Profundidad

(m) Clasificación

Humedad

(%)

Densidad

Seca

(g/cm3)

Límite

Líquido

Índice de

Plasticidad

Finos

(%)

Tipo de

muestra

c’

(kPa)

Φ

(o)

SR-0+920 1 0,50 SC 12,5 1,83 28 11 46 Inalterada 60 38

SV-700+600 MI-1 2,30 SM 24,4 1,60 NP NP 27 Inalterada 0 28

SR-8+880 1 0,50 SC 12,1 1,68 - - 13 Inalterada 81 55

CP-3a.7 - 1,25 ML 15,4 NP NP 56 Compactada 0 40

El resultado de la última muestra no se tiene en cuenta ya que representa la resistencia del

material colocado en terraplén, situación que no se ha previsto en el Proyecto.

Las dos muestras inalteradas corresponden a arenas muy flojas a medianamente densas

(golpeos N60 de 11, 17 y 3 respectivamente). De las dos muestras más flojas (primer y

tercer ensayos) se han obtenido unos parámetros de resistencia bastante altos y se ha

considerado conveniente no tenerlos en cuenta. En resumen, para los cálculos en los que

intervenga la resistencia de los suelos QFV se recomienda utilizar la siguiente pareja de

valores, más cercanos a los resultados obtenidos con la segunda de las muestras:




- Ángulo de fricción ϕ = 30º

3.6.5. Deformabilidad

Se ha estimado el módulo de elasticidad E de los suelos QFV a partir de datos y

correlaciones habituales publicados en la bibliografía técnica. Tratándose de suelos

granulares, las correlaciones más frecuentes se basan en el golpeo de los ensayos de

penetración dinámica (N60). En “Foundation Analysis and Design” de J. E. Bowles (Tabla

5.6 de la 5ª Edición) se indica la siguiente relación para arenas:

E = 0,25 x [N60+15] (MPa)

Para los niveles flojos a muy flojos, que en principio se sanean, se considera N60 igual a 7,

correspondiente al valor intermedio que clasifica a una arena floja (entre 5 y 10), resultando

un valor del módulo de elasticidad del orden de 6 MPa. Este valor es casi igual que el valor

mínimo que la Tabla 2.8 de la misma publicación indica para todas las arenas, igual a 5

MPa. De la misma tabla se adopta, de manera conservadora, un valor de 15 MPa para los

niveles medianamente densos.

- Suelos flojos E = 5 MPa

- Suelos medianamente densos E = 15 MPa

3.7. FORMACIÓN QCE

3.7.1. General

Los suelos cuaternarios de la formación QCE son depósitos actuales de origen mixto,

coluvial y eluvial, originados por la alteración total del substrato rocoso y afectados en

mayor o menor medida por procesos de ladera. Su litología puede variar en función del área

de procedencia del material y de la preponderancia de un proceso u otro, aunque en

general predominan los suelos arenosos intermedios entre los suelos de fondo de vaguada

(QFV) y los jabres, de los que en ocasiones son muy difíciles de diferenciar.

Los depósitos de suelos QCE aparecen en el tramo de forma escasa y discontinua,

ocupando pequeñas áreas situadas en general al pie de los relieves más destacados. La

escasa presencia y extensión de estos depósitos se confirma si se contabilizan las pocas

prospecciones en las que han sido reconocidos. Por ejemplo, la longitud perforada en estos

suelos en los sondeos del tramo suma menos de 9,2 m, lo que supone el 0,4% de la

longitud total de los sondeos (ver tabla del apartado inicial dedicado a la caracterización

geotécnica).

En la siguiente tabla se describen los depósitos de suelos coluvio-eluviales que se han

reconocido en el área de estudio, según los puntos de cruce con el eje de la traza. También

se indica la investigación mecánica disponible y el espesor máximo de suelo reconocido en

ésta o el interpretado en el perfil a partir de los datos disponibles. En ocasiones estos suelos

se encuentran bajo los rellenos presentes en la zona y que no han permitido representarlos

en las plantas de cartografía geológico-geotécnica.

DISTRIBUCIÓN DE DEPÓSITOS DE SUELOS QCE

Situación PK de cruce Investigación

Espesor máximo reconocido o interpretado

(m)

1+540 1+565 SV-1+540 1,0

2+220 2+340 CD-2+320 1,5

2+450 2+490 PV-2+465 CV-2+465

1,0

2+555 2+610 PV-2+580 CV-2+580 SR-2+600

5,6

6+330 6+355 SV-6+335 1,0

6+385 6+460 - 2,0

6+610 6+645

SD-6+640 PD-6+630 CD-6+620

CD-706+920 EG

1,5

6+900 7+000 PR-707+200 EG CR-707+210 EG

2,0



En las plantas de cartografía geológico-geotécnica se han representado otros depósitos de

suelos coluvio-eluviales, pero fuera del trazado por lo que no afectarán al Proyecto.

La primera zona que aparece en la tabla corresponde a una estrecha franja de suelos que

delimita la margen derecha de la llanura aluvial del río Mesón de Calvos, que se cruza

mediante viaducto. Dado su reducido espesor, estos suelos no afectarán al cimiento de la

estructura. Sobre el segundo depósito se apoyará un relleno de altura reducida (del orden

de 4 m hasta rasante); y en él se excavará un pequeño desmonte de menos de 1 m de

altura.

Los dos siguientes depósitos se sitúan a ambos lados del Regueiro de San Benito, cuyo

cruce también se proyecta mediante viaducto. A diferencia del anterior, en este caso sí

influirá en su diseño y construcción, sobre todo en relación al cimiento del estribo norte del

viaducto y del relleno de acceso al mismo, debido a que el depósito de suelos QCE en ese

lado de la vaguada está asociado a movimientos de ladera activos.

Las siguientes dos zonas corresponden a la parte baja de las laderas en torno al río

Barbaña en la parte que se cruza mediante viaducto. Dado el reducido espesor de estos

suelos no afectarán al cimiento de la estructura.

El siguiente depósito señalado se sitúa sobre parte del actual túnel de Aspera y será

excavado en su totalidad con el desmonte que se ha proyectado. Los suelos de la última

zona servirán de apoyo a un relleno de la plataforma ferroviaria. Aquí los suelos se han

descrito como una arena medianamente densa (CD-707+210 EG).

En los sondeos sólo se han reconocido en tres de los perforados para la campaña

complementaria del Proyecto de Construcción, y siempre con un espesor menor de 1 m;

SV-6+335, SD-6+600 y SD-6+640.


Debido a la escasa frecuencia de aparición de estos suelos y su poca influencia en el

Proyecto, sólo se han ensayado 5 muestras, 4 de ellas pertenecientes a la investigación

llevada a cabo en la campaña complementaria del Proyecto de construcción y otra del EGG.

Los valores estadísticos de los ensayos de identificación y químicos se presentan en el

siguiente cuadro.

Formación QCE

Parámetro Valor

Promedio

Rango de

Variación

Desviación

Estándar

Número

de Datos

Humedad Natural (%) 8,3 9,8 - 5,2 1,8 5

Densidad Seca (g/cm3) 1,85 - - 1

Densidad Natural (g/cm3) 2,02 - - 1

Granulometría

Finos (%) 19 26 - 12 6 5

Arena (%) 79 86 - 73 5 5

Grava (%) 2 7 - 0 3 5

Límites de

Atterberg (1)



Índice de


Análisis

Químico

Materia Orgánica

(%) 0,68 - - 1

Sulfatos Solubles

(%) 0,08 - - 1

(1) 1 muestra ha resultado No Plástica

Todas las muestras son muy parecidas, con pequeñas diferencias en todas sus

propiedades; por ejemplo, el contenido de finos varía entre el 12 y el 26%. La descripción

con los parámetros medios corresponde a una arena con algo a bastante arcilla o limo e

indicios de grava. La clasificación es intermedia entre SC y SM. En la siguiente figura se

presentan los resultados de los ensayos de plasticidad, donde se observa que todos los

puntos se sitúan en torno a la línea entre CL y ML (aparte del resultado de no plasticidad).



DIAGRAMA DE PLASTICIDAD. FORMACIÓN QCE

En relación a los resultados de los análisis químicos llevados a cabo con una muestra de la

calicata CD-2+320, los contenidos de materia orgánica y sulfatos solubles han sido muy

pequeños y en ningún caso condicionarán el diseño de las unidades de obra afectadas por

los materiales de esta unidad.

3.7.3. Compactación y CBR

Con la misma muestra anterior de la calicata CD-2+320 se ha llevado a cabo un ensayo de

compactación Proctor Modificado y de determinación del índice CBR. Los resultados son los

siguientes.

Parámetro Resultado

Ensayo Proctor Modificado

Densidad máxima (g/cm3)

2,05

Humedad óptima

(%) 8,2

CBR

Índice (para el 95%

Dmáx) 40

Hinchamiento (%)

0,2

Estos resultados validan al material de la muestra para su empleo en la construcción de los

rellenos tipo terraplén del tramo, incluso para la capa de coronación. La densidad y el índice

CBR son muy altos.

Las otras características de estos suelos validan igualmente su aptitud para la formación de

rellenos, como se ha observado en el apartado anterior (identificación, ensayos químicos).

Los resultados de los ensayos de plasticidad se presentan en la siguiente carta de

plasticidad modificada con objeto de marcar los criterios de clasificación de materiales que

se hace en el Pliego. Todos los resultados quedan dentro de la zona de “Suelos Aptos”.

DIAGRAMA DE PLASTICIDAD Y APTITUD PARA FORMAR TERRAPLENES DE LOS SUELOS QCE

0

10

20

30

40

50

60

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Índ

ice

de

Plá

sticid

ad

Límite Líquido

FORMACIÓN QCE

CH

MH

CL

MLCL-ML

0

10

20

30

40

50

60

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Índ

ice

de P

lásticid

ad

Límite Líquido

FORMACIÓN QCE

No Utilizables

Suelos Especiales

Suelos Aptos



A pesar de los buenos resultados, hay que recordar que los suelos coluvio-eluviales apenas

se excavarán en los desmontes del tramo.

3.7.4. Resistencia

En general los suelos arenosos que forman los depósitos QCE se han descrito como

medianamente densos a densos. Así se constata en el registro de la investigación de

campo con los golpeos de los ensayos de penetración dinámica y de los sondeos. No

obstante, en la investigación realizada en la zona del estribo norte del viaducto del regueiro

de San Benito se han registrado golpeos bajos correspondientes a arenas flojas. Estos

niveles se han observado entre 5 y 6 m de profundidad y se han interpretado como una

posible superficie de deslizamiento. En la siguiente figura se reproduce el registro de la

penetración dinámica PV-2+580, en el que se observa cómo el golpeo NDPSH baja a 3 a una

profundidad de 4 m.

PENETRÓMETRO PV-2+580

Esta situación se vuelve a repetir en el cercano sondeo SR-2+600, en el que se contabilizó

un golpeo de 3-3-3-5 durante la hinca de la cuchara del SPT a 5,3 m de profundidad. Hasta

esa cota se estaban registrando golpeos que calificaban a la arena como medianamente

densa muy densa.

Los suelos QCE de esta zona se deberán retirar de la zona de apoyo del estribo del viaducto

y del relleno adyacente.

Por otro lado, se dispone de un ensayo de corte directo realizado sobre una muestra

inalterada superficial de arena medianamente densa del mismo sondeo SR-2+600, del que

se han obtenido los siguientes resultados.

ENSAYO DE CORTE DIRECTO. SUELOS QCE

Sondeo Muestra Profundidad

(m) Clasificación

Humedad

(%)

Densidad

Seca

(g/cm3)

Límite

Líquido

Índice de

Plasticidad

Finos

(%)

c’

(kPa)

Φ

(o)

SR-2+600 1 0,50 SC 9,0 1,85 23 6 26 123 44

Se considera que estos parámetros de resistencia son muy altos y poco representativos del

comportamiento medio de los suelos de la formación QCE. Se va a recomendar utilizar unos

valores más bajos y acordes con la descripción intermedia entre los suelos de fondo de

vaguada QFV anteriores y los jabres que se caracterizan posteriormente:




Para la determinación de un módulo de deformación E de los suelos QCE se ha aplicado la

misma formulación que para los suelos QFV anteriores, considerando en este caso un

golpeo característico igual a 30 que delimita los suelos medianamente densos de los

densos. El valor de E resultaría igual a 12 MPa, que parece algo bajo de acuerdo a los



datos facilitados en la Tabla 2.8 de la misma publicación. Se considera más adecuado un

valor del orden de 25 MPa.

3.8. FORMACIÓN CEDF

3.8.1. General

La Formación CEDF está constituida por depósitos de materiales arenosos de tipo arcósico

que rellenan depresiones de origen tectónico a finales del Terciario o inicios del Cuaternario

y que aparecen de forma localizada en la zona inicial del tramo. Litológicamente son arenas

de color grisáceo que presentan granos de cuarzo, feldespato y mica, con cantos de

subredondeados a subangulosos de hasta 4 cm (mayoritariamente de cuarzo), y que suelen

estar ligeramente litificados.

En el tramo se interceptan los depósitos de suelos que se indican en la siguiente tabla,

donde también se reseña la investigación mecánica disponible y el espesor máximo de

suelo reconocido en ésta o el interpretado en el perfil a partir de los datos disponibles. La

situación se refiere a los puntos de cruce con el eje de la traza tomados del perfil

longitudinal geológico-geotécnico, ya que en ocasiones estos suelos se encuentran bajo

otros suelos o rellenos que no han permitido representarlos en las plantas de cartografía

geológico-geotécnica.

DISTRIBUCIÓN DE DEPÓSITOS DE SUELOS CEDF

Situación PK de cruce Investigación

Espesor máximo reconocido o interpretado

(m)

0+000 0+035 SE-0+010

PE-0+015; CE-0+015 1,0

0+910 0+995 SR-0+920 2,5

1+085 1+410 SE-1+265

CD-1+125; CD-1+200; CD-1+395

6,0

1+465 1+545 SV-1+475 2,0

1+810 2+110

SV-1+860 SE-2+090

PV-1+890; CV-1+890 P-702+020EI; C-

702+020EI

4,0

Aunque el espesor máximo que se indica en la tabla es igual a 6,0 m, en la investigación

mecánica el espesor máximo reconocido es menor de 4 m (sondeos SE-1+265 y SV-

1+860). La longitud total perforada en estos suelos en los sondeos del tramo es de unos 12

m, lo que supone menor del 1% de la longitud total perforada. En general en ellos siempre

se ha reconocido como arena y sólo una pequeña capa de arcilla del orden de 1 m de

espesor.

En general sobre estos depósitos de suelos se cimentarán rellenos de pequeña altura y sólo

en la zona señalada entre los PPKK 1+085-1+410 la traza discurre en desmonte de unos 10

m de altura, por lo que se excavarán completamente y el fondo de desmonte quedará en los

jabres subyacentes.


Se dispone de ensayos de identificación hechos en todas las fases de investigación

llevadas a cabo y de prácticamente todos los depósitos de suelos CEDF reconocidos en el

tramo. Los valores estadísticos de los resultados obtenidos en los ensayos de identificación

y químicos se resumen en la siguiente tabla. Se han diferenciado los suelos granulares, que

son mayoritarios, de los cohesivos; y dentro de estos últimos se ha incluido también la

muestra de arena con mayor contenido de finos (el 44%) por lo que se considera que su

comportamiento se relaciona más con los suelos cohesivos que con los granulares.

Formación CEDF. Suelos Granulares Formación CEDF. Suelos Cohesivos

Parámetro Valor

Promedio

Rango de

Variación

Desviación

Estándar

Número

de Datos

Valor

Promedio

Rango de

Variación

Desviación

Estándar

Número

de Datos

Humedad Natural (%) 10,4 15,3 - 7,1 3,1 7 41,8 80,6 -

18,6 33,8 3

Densidad Seca (g/cm3) 1,77 1,83 - 1,71 0,08 2 - - - -

Densidad Natural (g/cm3) 1,96 2,06 - 1,86 0,14 2 - - - -

Granulometría

Finos (%) 25 35 - 9 7 13 55 63 - 44 10 3

Arena (%) 68 79 - 44 10 13 45 56 - 37 10 3

Grava (%) 6 37 - 0 10 13 0 1 - 0 1 3

Límites de

Atterberg (1)

Límite Líquido 36 49 – 25 9 13 56 74 - 42 16 3

Límite Plástico 22 25 – 16 3 13 32 38 - 25 7 3

Índice de

Plasticidad 14 25 - 4 7 13 25 36 - 17 10 3




Parámetro Valor

Promedio

Rango de

Variación

Desviación

Estándar

Número

de Datos

Valor

Promedio

Rango de

Variación

Desviación

Estándar

Número

de Datos

Análisis

Químico

Materia Orgánica

(%) 0,27 0,69 - 0,08 0,20 9 0,17 - - 1

Sulfatos Solubles

(%) 0,07 0,18 - 0,01 0,06 8 0,01 - - 1

Yesos (%) 0,65 2,47 - 0,14 0,90 6 - - - -

Sales Solubles

(%) 0,11 0,23 - 0,04 0,07 6 - - - -

(1) 4 de las muestras granulares han resultado No Plásticas

Se cree necesario indicar que las tres muestras de suelos ‘cohesivos’ pertenecen a las

calicatas CD-1+125 y CD-1+200 excavadas en la campaña complementaria del Proyecto de

Construcción para el reconocimiento de la zona de desmonte anterior al viaducto del río

Mesón de Calvos. Como se verá, en este emplazamiento los suelos de la formación CEDF

tienen unas características geotécnicas especiales más desfavorables.

Atendiendo a los parámetros medios de identificación de la tabla anterior, los suelos

arenosos se describen como una arena con bastante arcilla o limo e indicios de grava. La

descripción de las muestras observadas individualmente no se aleja demasiado de esta

descripción media, ya que se trata en general de un material muy homogéneo, clasificado

siempre como SM o SC; únicamente en la muestra con menor contenido de arena (44%) el

de grava aumenta hasta el 37%. Sus características de plasticidad han sido muy variables,

desde las 4 muestras en las que ha resultado un suelo no plástico hasta valores de límite

líquido en torno a 50.

La descripción media de los escasos suelos cohesivos corresponde a un limo arenoso sin

grava, caracterizado por su alta plasticidad, habiendo resultado en las tres muestras

ensayadas límites líquidos entre 42 y 74. La fracción fina de dos de las muestras se clasifica

como limo muy plástico MH. En estos suelos también ha resultado un valor

significativamente alto de la humedad natural, igual al 80,6% (muestra MA-3 de la calicata

CD-1+200 a 2,10 m de profundidad).

La variabilidad de los parámetros de plasticidad de los suelos arenosos y la alta plasticidad

de los cohesivos se reflejan en el siguiente gráfico de Casagrande que muestra todos los

resultados obtenidos.

DIAGRAMA DE PLASTICIDAD. FORMACIÓN CEDF

Todos los resultados de los análisis químicos llevados a cabo con muestras de suelos CEDF

muestran valores muy bajos o prácticamente nulos. Únicamente en una muestra resultó un

contenido en yesos que resultan algo altos para el tipo de material que se trata, igual al

2,5%. Hay que señalar que no se dispone de las actas de laboratorio de los ensayo llevados

a cabo con esta muestra en concreto (calicata CD-701+240 EG). En cualquier caso, se

puede considerar que estos resultados no condicionan la reutilización de estos materiales

en la formación de los rellenos del tramo, ni califican al medio como agresivo para el

hormigón estructural.

0

10

20

30

40

50

60

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Índ

ice

de

Plá

sticid

ad

Límite Líquido

FORMACIÓN CEDF

Suelos Granulares

Suelos Cohesivos

CH

MH

4 Muestras Granulares No Plásticas

CL

MLCL-ML




Los suelos de la formación CEDF se excavarán en la parte alta del desmonte de mayor

altura del tramo (sin contar los de emboquille del túnel). Con objeto de estudiar la aptitud de

estos materiales desde el punto de vista de su utilización en la construcción de los rellenos

del tramo, se han llevado a cabo ensayos de compactación y CBR con muestras a granel en

saco de calicatas. Dos de las muestras se han tomado del área de préstamo P-3 estudiada

en el EGG. Aunque no se abrirán préstamos en este tramo, sí se han utilizado los

resultados de la investigación geotécnica llevada a cabo cuando se encuentra cerca del

tramo.

Los valores estadísticos de estos ensayos son los siguientes, diferenciando igualmente los

suelos granulares de los cohesivos.


Parámetro Valor

Promedio

Rango de

Variación

Desviación

Estándar

Número

de Datos

Valor

Promedio

Rango

de

Variación

Desviación

Estándar

Número

de Datos

Ensayo

Proctor

Modificado

Densidad

máxima (g/cm3) 2,01

2,12 -

1,93 0,07 8 1,81

1,84 -

1,77 0,05 2

Humedad óptima

(%) 8,9 10,3 - 6 1,5 8 13,2

13,8 -

12,5 0,9 2

CBR

Índice

(para el 95%

Dmáx)

17 27 - 8 8 8 2 2 - 1 1 2

Hinchamiento

(%) 1,2 2,6 - 0,28 0,9 8 6,4 7,1 - 5,7 1,0 2

Tanto los suelos arenosos como los cohesivos han tenido un buen comportamiento en el

ensayo de compactación, obteniéndose densidades por encima de 1,75 g/cm3. La

importante diferencia entre ambos tipos de suelos se observa en el ensayo CBR, con el que

se han obtenido índices muy bajos en los suelos cohesivos (1 y 2), mientras que en los

granulares son valores mayores que el mínimo establecido en el Pliego (índice mayor o

igual a 5 en núcleo de terraplén).

El hinchamiento medido en los mismos ensayos CBR en los suelos cohesivos es muy alto,

lo que da otra idea de su mal comportamiento.

3.8.4. Otros ensayos sobre aprovechamiento de materiales

En el EGG se han llevado a cabo ensayos de hinchamiento libre y de colapso con muestras

remoldeadas y compactadas a densidades equivalentes a las condiciones de puesta en

obra de estos materiales formando parte de los rellenos. Todas las probetas han sido

preparadas con el suelo descrito como arenoso.

Parámetro Valor

Promedio

Rango de

Variación

Desviación

Estándar

Número

de Datos

Hinchamiento libre (%) 0,1 0,6 - 0,0 0,3 5

Potencial de Colapso (%) 0,1 0,2 - 0,0 0,1 5

Se ha obtenido un resultado nulo en 4 de los 5 ensayos de hinchamiento libre y en 3 de los

de colapso.

Los ensayos de identificación y químicos analizados en el apartado anterior también validan

la utilización de los suelos arenosos en la formación de rellenos de la LAV. Por el contrario,

atendiendo a las características de plasticidad, los suelos cohesivos se califican como

“Suelos Especiales” y no como “Suelos Aptos” y requerirían unas condiciones de puesta en

obra especiales. Esto se observa en la siguiente figura se representan los resultados de los

ensayos de plasticidad en la carta de Casagrande modificada para indicar los criterios de

clasificación que se realiza en el Pliego en cuanto a la aptitud de los suelos.



DIAGRAMA DE PLASTICIDAD Y APTITUD PARA FORMAR TERRAPLENES DE LOS SUELOS CEDF

En resumen, a la vista de estos resultados, y teniendo en cuenta que en la excavación del

desmonte no se podrá diferenciar entre los suelos arenosos de los cohesivos, se ha

recomendado no emplear los materiales de la formación CEDF en la construcción de los

rellenos de la plataforma LAV. Al ser un tramo excedentario, esto no resultará un

inconveniente. Además sí se podrán emplear en la construcción de otros terraplenes

(variantes de caminos).

3.8.5. Resistencia

En general los suelos arenosos mayoritarios de la formación CEDF se han descrito como

medianamente densos a densos. No obstante, en algunas de las prospecciones

geotécnicas se han registrado niveles superficiales flojos. Esto se ha estudiado, como en

otras formaciones anteriores, mediante el análisis de los golpeos de los ensayos de

penetración dinámica y de los la hinca de las muestras en los sondeos. En el siguiente

cuadro aparece el resumen de este análisis, que se ha realizado de aquellos depósitos

sobre los que se apoyarán rellenos de la LAV, ya que en las secciones en desmonte estos

materiales se excavan en su totalidad.

SUELOS CEDF FLOJOS

Situación Depósito

PK de cruce Investigación; Golpeos en Suelos Flojos

0+000 0+035 SE-0+010

PE-0+015

8-6-5-7 (MI 0,5-1,1 m)

1-4-5-5-4 (0,0-1,0 m)

0+910 0+995 SR-0+920 Nivel flojo bajo suelos QFV

1+810 2+110

SE-2+090

PV-1+890

P-702+020EI

3-2-3-9 (MI 0,5-1,1 m)

3-4-4 (0,0-0,6 m)

5-6-5-5-4-5 (0,0-1,2 m)

Se va a recomendar realizar un saneo de estos niveles flojos superficiales mediante su

excavación y sustitución por material de calidad.

En relación a la investigación de laboratorio, se dispone de dos ensayos de corte directo (de

tipo consolidado y drenado) hechos con dos muestras inalteradas de características muy

parecidas: contenido de finos del 24% y 26%; límite líquido de 48 y 49; e índice de

plasticidad de 25 y 24. A pesar de las semejantes propiedades de identificación, los

resultados obtenidos en los ensayos de corte con estas muestras han sido muy dispares:

- Cohesión c’ = 9 - 96 kPa

- Ángulo de fricción ϕ = 37o - 52o

Cualquiera de estos valores es característico de suelos muy resistentes, algo alejados de lo

que le correspondería a los suelos medios de esta formación. A la vista de estos resultados,

y por su semejanza con los suelos coluvio-eluviales QCE, se recomienda utilizar los mismos

parámetros resistentes asignados a la formación anterior:



0

10

20

30

40

50

60

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Índ

ice

de

Plá

sticid

ad

Límite Líquido

FORMACIÓN CEDF

Suelos Granulares

Suelos Cohesivos

No Utilizables

Suelos Especiales

4 Muestras Granulares No Plásticas

Suelos Aptos




Igual que como se ha planteado para los parámetros resistentes, se va a recomendar

asignar un módulo de deformación E de los suelos CEDF igual que el de los suelos QCE.; E =

25 MPa.

3.9. SUELOS ELUVIALES (JABRES). FORMACIONES SGR, SGRODE, SEP Y SAPL

3.9.1. General

Los suelos agrupados con el nombre común de jabres son el producto de la alteración y

meteorización ‘in situ’ del sustrato granítico que forma el basamento a lo largo del tramo. La

roca originalmente sana se transforma en un material granular con cementación variable

formado esencialmente por arena densa o muy densa de grano medio a grueso y color en

general más marrón respecto a los tonos más grises de la roca sana. El grupo geotécnico

de los jabres está formado por las formaciones geológicas SGRODE, SGR, SAPL y SEP.

El aspecto de este material varía desde un suelo arenoso suelto hasta un material rocoso

disgregable con relativa facilidad. Se han incluido los suelos residuales de meteorización

grado VI (según la escala ISRM) y el sustrato rocoso completamente meteorizado (grado V)

que puede presentar cierta resistencia (grado 0 – 1 igualmente según la escala ISRM). La

transición entre estos materiales y el granito meteorizado grado IV no es fácil de reconocer

excepto en cortes importantes del terreno.

En la investigación geotécnica llevada a cabo en el tramo se han reconocido los suelos de

alteración de las formaciones rocosas GR (Granito de Allariz) y GRODE (Granito de Ourense),

siendo el primero el más abundante; y de forma minoritaria los de Episienitas (SEP) y Aplitas

(SAPL). El grupo de los jabres es la unidad de suelos más ampliamente reconocida en la

investigación geotécnica llevada a cabo en el tramo (392,9 m de longitud perforada en los

sondeos, lo que supone un 19%).

El espesor de estos suelos es muy variable, alcanzando máximos de más de 40 m en el

tramo; en el sondeo SD-6+600, de 40,1 m de longitud, no se alcanzó el contacto con el

sustrato rocosos sano subyacente. También en las zonas de cruce de los valles del Mesón

de Calvos y San Benito se han estimado espesores de más de 30 m, aunque en estas

zonas el máximo reconocido en los sondeos se sitúa en torno a los 20 m, pero igualmente

sin haberse registrado el contacto con el sustrato rocoso sano subyacente: sondeo SV-

2+500 de 20,1 m de longitud en SGRODE; o el SV-1+750 perforado en SGR entre 14,6 y 30,3

m de profundidad.

Como se comentó anteriormente, el Granito de Allariz es sensiblemente más fácil de alterar

que el Granito de Ourense y por ello es el más frecuentemente reconocido, a pesar de que

el sustrato rocoso más habitual es el del GRODE. En la siguiente tabla se observa este dato

analizando la longitud en la que han sido reconocidas en los sondeos del tramo.

DISTRIBUCIÓN DE SUELOS TIPO JABRE EN SONDEOS

Jabre Longitud de Sondeo

(m) Porcentaje

SGR 227,02 57,8%

SGRODE 142,22 36,2%

SEP 14,85 3,8%

SAPL 8,80 2,2%

La distribución espacial de las diferentes formaciones de jabre a lo largo del tramo sigue

una secuencia bastante neta. La formación mayoritaria SGR aparece de forma prácticamente

continua desde el inicio del tramo hasta el PK 2+350 y entre la boca norte del túnel de

Rante hasta el PK 7+700. El dominio de la unidad SGRODE se concentra sobre todo en la

zona del túnel de Rante, el regueiro de San Benito y la parte final del tramo. Por lo tanto, la

formación SGR afectará a mayor número de unidades de proyecto (desmontes, cimiento de

rellenos, estructuras). Por su parte, las unidades SEP y SAPL aparecen cartografiadas de

forma discontinua a partir de la localidad de Rante y en ambas laderas del río Barbaña,

afectando de forma menor al proyecto.



El grupo geotécnico de los jabres es el más abundantemente ensayado; por ejemplo a él

corresponden 100 de los 194 ensayos granulométricos realizados. Dentro de los jabres la

unidad más ensayada corresponde a la formación SGR (el 71% de las muestras ensayadas)

no sólo por ser la de mayor longitud perforada, sino por afectar a mayor número de

desmontes, rellenos, etc.

Uno de los aspectos a destacar en relación a los ensayos de laboratorio es la escasez de

muestras inalteradas ensayadas, debido a la propia dificultad que presenta el jabre para

obtener este tipo de muestras, motivada a su vez por su alta resistencia y la tendencia a

desmoronarse por la ausencia de finos. Además, de las 26 muestras inalteradas ensayadas

21 pertenecen a sondeos realizados por Ginprosa Ingeniería para la campaña de

investigación complementaria.

Al encontrase a lo largo de todo el tramo, los jabres afectarán a prácticamente todas las

unidades de obra que se proyectan (desmontes, cimiento de rellenos y estructuras, etc.).

Únicamente se estima que no aparecerán en la excavación en mina de los túneles de Rante

y Curuxeirán. Con los jabres que se excaven en los desmontes se obtendrá material de

calidad para la construcción de los rellenos del tramo.


Se dispone de ensayos de identificación hechos en todas las fases de investigación

llevadas a cabo y del conjunto de los diferentes suelos tipo jabre reconocidos en el tramo, si

bien la mayor parte de las muestras ensayadas pertenecen a la unidad SGR de los granitos

de Allariz (el 83% de las muestras), debido a que es la formación predominante en el tramo.

Los valores estadísticos de los resultados obtenidos en los ensayos de identificación y

químicos se resumen en la siguiente tabla.

Jabres

Parámetro Valor

Promedio

Rango de

Variación

Desviación

Estándar

Número

de Datos

Humedad Natural (%) 10,4 24,1 - 1,5 5,0 80

Densidad Seca (g/cm3) 1,86 2,03 - 1,69 0,09 26

Densidad Natural (g/cm3) 2,12 2,26 - 2,00 0,06 26

Granulometría

Finos (%) 18 42 - 4 9 100

Arena (%) 78 91 - 58 8 100

Grava (%) 4 32 - 0 6 100

Límites de

Atterberg (1)

Límite Líquido 34 51 - 24 6,1 75

Límite Plástico 22 29 - 17 3,0 75

Índice de

Plasticidad 12 26 - 5 5,5 75

Análisis

Químico

Materia Orgánica

(%) 0,18 0,90 - 0,07 0,15 31

Carbonatos (%) 0,06 0,2 – 0,0 0,10 7

Sulfatos Solubles

(%) 0,06 0,13 - 0,01 0,03 27

Ión Sulfato

(mg/kg) 100 208 - 27 79 8

Yesos (%) 0,61 1,65 - 0,05 0,42 25

Sales Solubles

(%) 0,10 0,21 - 0,02 0,05 26

(1) 45 muestras han resultado No Plásticas

Atendiendo a los parámetros medios de identificación, los jabres se describirían como una

arena con algo de arcilla o limo e indicios de grava. La descripción de las muestras

observadas individualmente no se aleja demasiado de esta descripción media, ya que se

trata en general de un material muy homogéneo, clasificado siempre como SM o SC,

independientemente de la formación geológica a la que pertenezca. Se han observado

pequeñas diferencias poco significativas en los resultados de los ensayos de granulometría

entre los suelos de estas formaciones, como por ejemplo;

- El contenido medio de finos del jabre de la formación SGR es del 19%, mientras

que el de la SGRODE es del 15%.



- Un 37% de las muestras de SGR tienen un contenido de finos menor del 15%;

mientras que dicho porcentaje aumenta al 58% para la unidad SGRODE.

Otro dato destacable de los ensayos granulométricos es que únicamente una muestra ha

resultado con un contenido de finos superior al 40% (calicata CD-701+240 EG, finos =

42%), lo que hace que estos materiales sean aptos para constituir la base de apoyo de la

capa de forma.

Los jabres son suelos poco plásticos, siendo frecuentes las muestras que han resultado no

plásticas; esto ha ocurrido en 45 de los 75 ensayos de plasticidad disponibles, lo que

supone más de la mitad del total. La distribución de estos resultados de No Plasticidad

según las dos unidades principales de jabre ensayadas es la siguiente; 30 de los 52

ensayos de plasticidad de la formación SGR han resultado No Plásticos; mientras que en el

caso de la SGRODE han sido 14 los resultados de no plasticidad de los 21 datos disponibles.

Únicamente un valor ha resultado con un límite líquido mayor de 50 (igual a 51), que

corresponde a una de las dos muestras de jabre SAPL originado a partir del macizo de

Aplitas (la otra muestra resultó no plástica). Sólo 3 de las 75 muestras (un 4%) resultaron

con límite líquido mayor de 40.

Los resultados de los ensayos de plasticidad se muestran en el siguiente gráfico,

habiéndose distinguido las formaciones que conforman el grupo de los Jabres investigados,

aunque no se observan diferencias significativas entre las dos formaciones mayoritarias

SGRODE y SGR.

DIAGRAMA DE PLASTICIDAD. JABRES

En relación a los análisis químicos llevados a cabo con muestras de jabre, los datos más

significativos son los correspondientes al contenido en alguna de las formas en que

aparecen los sulfatos (yesos, ion sulfato, etc.) de algunas de las muestras, que resultan algo

altos para el tipo de material que se trata, que por su origen no es susceptible de contener

estas sustancias. En cualquier caso, se puede considerar que estos resultados no

condicionan la reutilización de estos materiales en la formación de los rellenos del tramo.


Con objeto de estudiar la aptitud de los materiales tipo jabre excavados en los desmontes

del tramo desde el punto de vista de su utilización en la construcción de los rellenos del

tramo, se han llevado a cabo ensayos de compactación y CBR con muestras a granel en

saco de calicatas del área de estudio, contando también con la muestra de un sondeo

tomada del testigo de varios metros de perforación investigado en el EGG (SD-706+995

EG). Más de la mitad de las muestras ensayadas corresponden a calicatas de las áreas

estudiadas en el EGG como zonas de préstamo. Aunque no se abrirán préstamos en este

0

10

20

30

40

50

60

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Índic

e d

e P

lásticid

ad

Límite Líquido

FORMACIÓN JABRES

SGR (30 NP)

SGRODE (14 NP)

SAPL (1NP)

CH

MH

CL

MLCL-ML



tramo, sí se han utilizado los resultados de la investigación geotécnica llevada a cabo en

ellos, dado que se encuentran muy cerca del tramo y en ellos se excavan los mismos

materiales.

Los valores estadísticos de estos ensayos son los siguientes.

Jabres

Parámetro Valor

Promedio

Rango de

Variación

Desviación

Estándar

Número

de Datos

Ensayo

Proctor

Modificado

Densidad

máxima (g/cm3) 1,99 2,63 - 1,85 0,13 33

Humedad óptima

(%) 9,5 12,4 - 5,9 1,3 33

CBR

Índice

(para el 95%

Dmáx)

31 50 - 3 13 33

Hinchamiento

(%) 0,2 1,5 – 0,0 0,3 33

Todos estos resultados demuestran que el jabre es un material de muy buena calidad, apto

para la construcción de los rellenos tipo terraplén del tramo, incluso para la capa de

coronación; densidades máximas e índices CBR altos e hinchamientos muy pequeños

medidos en este último tipo de ensayos.

Son destacables los altos valores del índice CBR obtenidos, teniendo en cuenta que el

mínimo exigido para el núcleo de relleno es igual a 5 y que ha de ser mayor o igual a 10

para coronación. Este último valor se supera en todos los ensayos disponibles, excepto en

uno. Por el contrario, 21 de los 33 datos (casi dos terceras partes de los resultados) son

mayores de 30.

En los índices CBR se ha reconocido otra de las pequeñas diferencias entre los resultados

obtenidos con las dos formaciones de jabre mayoritarias, SGR y SGRODE, correspondiendo la

mayor proporción de valores más altos a esta última formación, como se puede observar en

la siguiente figura. En cualquier caso, esta diferencia carece de importancia ya que se trata

siempre de valores de índices CBR muy altos.

ÍNDICES CBR. JABRES

El valor medio de la humedad óptima de compactación es igual al 9,5%, ligeramente mayor

que el valor medio de la humedad natural del conjunto de muestras ensayadas, igual al

10,4%, por lo que habrá que considerar que el material no necesitará aporte de agua y sí un

pequeño oreo durante el proceso de compactación.

3.9.4. Otros ensayos sobre aprovechamiento de materiales

En el EGG se han llevado a cabo ensayos de hinchamiento libre y de colapso con muestras

remoldeadas y compactadas a densidades equivalentes a las condiciones de puesta en

obra de estos materiales formando parte de los rellenos. Los resultados tanto del ensayo de

hinchamiento libre como el de colapso (cuatro ensayos de cada tipo) han sido nulos.

Las demás propiedades que caracterizan a los suelos como aptos para la construcción de

rellenos tipo terraplén se han analizado con resultado positivo en los apartados

precedentes. Concretamente en lo que se refiere a los ensayos de identificación, en la

siguiente figura se representan los resultados de los ensayos de plasticidad en la carta de

Casagrande modificada para reflejar los criterios de clasificación que se establecen en el

Pliego en cuanto a la aptitud de los suelos.

0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

0-10 10-20 20-30 30-40 40-50

Po

rce

nta

je d

e D

ato

s

CBR

SGR

SGRODE



DIAGRAMA DE PLASTICIDAD Y APTITUD PARA FORMAR TERRAPLENES DE MATERIALES TIPO JABRE

Se observa que todos los resultados quedan dentro de la zona de “Suelos Aptos”. Además

hay que recordar que en la figura no se han representado las 45 muestras que resultaron no

plásticas y que clasifican igualmente al suelo como apto.

Para la coronación de los rellenos y el fondo de los desmontes el criterio de plasticidad es

más exigente y se establece que el límite líquido ha de ser menor de 40. Sólo tres muestras

han resultado con valor del límite líquido mayor de 40, por lo que se puede considerar que

el 100% de los resultados obtenidos cumplen esta condición y se puede asegurar que los

jabres también formarán un adecuado soporte de la plataforma ferroviaria.

Desde el punto de vista de las obras de carreteras, según su Pliego General PG-3 los jabres

se clasificarían como Suelos Seleccionados a la vista de su contenido medio de finos (18%).

El 75% de las muestras ensayadas tiene un contenido de finos menor del 25%, que es el

valor límite entre la clasificación de los suelos Seleccionados y Adecuados. Por

consiguiente, se ha considerado razonable no asignar al jabre la clasificación de Suelo

Seleccionado.

3.9.5. Resistencia

El suelo arenoso que constituye el jabre de todas las formaciones reconocidas, se ha

descrito como medianamente denso a muy denso. La resistencia de los niveles más

densos, además de su granulometría, ha dificultado la toma de muestras de calidad sobre

las que hacer ensayos de resistencia. Por lo tanto, el comportamiento resistente de los

jabres en estado natural se ha analizado a partir de ensayos de corte directo (tipo CD

consolidado y drenado) sobre muestras inalteradas de los niveles medianamente densos.

Del tramo en proyecto se cuenta de 7 ensayos de este tipo, que en total suman 22 puntos

de rotura tensión normal-tensión tangencial. Lo relevante del análisis realizado es la

dispersión de los resultados obtenidos, no habiéndose podido hallar correlaciones de los

parámetros resistentes parciales estimados de cada muestra con ninguna otra característica

geotécnica.

En la siguiente figura se representa el conjunto de los resultados obtenidos, con algunas

envolventes características que después se comentan, y en la tabla se señalan los

parámetros resistentes parciales c’ y ϕ’ obtenidos con cada muestra individual.

0

10

20

30

40

50

60

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Índ

ice

de

Plá

sticid

ad

Límite Líquido

FORMACIÓN JABRES

NoUtilizables

Suelos Especiales

45 Muestras No Plásticas

Suelos Aptos



Ensayo Sondeo Muestra Profundidad

(m) Formación

Humedad (%)

Densidad Seca

(g/cm3)

Límite Líquido

Índice de Plasticidad

Finos (%)

c’ (kPa)

Φ (o)

1 SE-0+010 2 2,20 SGR 14,2 1,77 37 12 23 3 40

2 SE-1+265 4 7,00 SGR 21,9 1,70 34 11 22 19 42

3 SV-1+860 4 6,80 SGR 10,3 1,93 37 13 19 96 23

4 SV-2+500 2 3,20 SGRODE 14,2 1,89 40 19 20 69 49

5 SV-2+550 2 3,30 SGRODE 13,0 1,92 39 19 11 6 48

6 SV-700+600 MI-2 8,75 SGR 16,0 1,95 NP NP 30 0 28

7 ST-704+640 MI-1 2,30 SGRODE 15,6 1,92 NP NP 10 87 17

8 SV-6+300 2 2,50 SGR 10,1 1,93 38 15 15 39 65

9 SD-6+600 2 3,60 SGR 13,0 1,90 43 20 30 48 25

10 SD-6+600 10 19,80 SGR 16,1 1,77 39 18 24 66 55

ENSAYOS DE CORTE DIRECTO CON MUESTRAS INALTERADAS. JABRE

Del análisis detallado de estos resultados se ha obtenido una serie de conclusiones. Algo a

destacar de nuevo es que no se ha encontrado diferencia entre los jabres de las dos

formaciones SGR y SGRODE, por lo que se ha optado por realizar un análisis conjunto.

Entre los parámetros con los que se ha intentado establecer alguna relación, se encuentra

el golpeo con el que se ha obtenido la muestra inalterada sobre la que se hace el ensayo de

corte. En este sentido tampoco se ha encontrado ninguna correlación, excepto el hecho de

que el ensayo en el que se ha obtenido una resistencia mayor en términos de cohesión, del

orden de 100 kPa (ensayo numerado como 3 en el gráfico), es el único en el que la muestra

no clavó los 60 cm habituales, habiendo dado rechazo en la 3ª tanda de golpes. El resto de

muestras rensayadas se obtuvo con un golpeo N60 entre 14 y 26, característico de suelos

granulares medianamente densos.

En la anterior figura se ha representado la envolvente promedio obtenida por ajuste de

mínimos cuadrados a partir de todo el conjunto de puntos (línea continua), definida por el

siguiente par de parámetros en presiones efectivas;


- Ángulo de fricción ϕ’ = 48o

Debido a la dispersión de los resultados, se observa que este ajuste no es muy bueno, lo

que queda reflejado con el bajo parámetro de regresión r2 obtenido, igual a 0,45. Por ello se

ha optado por representar una envolvente “media” de menor resistencia (línea a trazos de

color claro) y definida con los parámetros:



1

1

1

2

2

2

3

3

3

4

4

4

5

5

5

66

6

67 7

7

8

8

8

9

9

9

10

10

10

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0 100 200 300 400 500

Ten

sió

n t

an

gen

cia

l (k

Pa)

Tensión normal (kPa)

Envolvente Promedio; c' = 13kPa // Φ' = 48º

Envolvente Media; c' = 25kPa // Φ' = 35º

Envolvente Inferior; c' = 5kPa // Φ' = 28º



Por último, en la misma figura se ha representado la envolvente mínima definida por los

valores;



No obstante, estos últimos valores se consideran excesivamente conservadores y para

asignar unos parámetros mínimos para los jabres más debilitados (por ejemplo los de la

zona del túnel de Aspera), se ha optado por reducir el valor de la cohesión a una décima

parte;

- Cohesión c’ = 2,5 kPa


También se dispone de ensayos de corte de dos tipos hechos sobre muestras remoldeadas

y recompactadas; son ensayos tipo sin consolidar ni drenar (tipo UU) y consolidados y

drenados (tipo CD). Se han considerado más relevantes los resultados obtenidos con estos

últimos, que son los que se muestran en la siguiente figura, en la que también se han

representado las líneas de envolvente promedio (con un valor del coeficiente r2 de 0,75) y

envolvente mínima definidas por las siguientes parejas de valores:

Envolvente Promedio;



Envolvente mínima;



Seis de las muestras ensayadas corresponden a la formación mayoritaria SGR otras 3 a la

SGRODE. La mayor parte pertenece a calicatas con las que se investigaron los préstamos del

EGG.

ENSAYOS DE CORTE DIRECTO CON MUESTRAS REMOLDEADAS. JABRE

Estos valores, sobre todo el del ángulo de rozamiento, aparentan ser demasiado altos, por

lo que para los cálculos en los que intervenga la resistencia del jabre como material de

terraplenes compactados se recomienda utilizar un valor minorado, ϕ’ = 35o, y el mismo

valor mínimo de la cohesión, 20 kPa.

En resumen, se recomienda utilizar las siguientes parejas de parámetros como

representativos del comportamiento resistente de los jabres en presiones efectivas:

Jabres medianamente densos a muy densos;



0

100

200

300

400

0 100 200 300 400

Ten

sió

n t

an

ge

ncia

l (k

Pa)






Jabres ‘flojos’;

- Cohesión c’ = 2,5 kPa


Jabres en formación de terraplenes;




En los sondeos perforados en los materiales de esta formación se han llevado a cabo

ensayos presiométricos, tanto en la investigación llevada a cabo para el EGG como para la

campaña complementaria del Proyecto de Construcción. Para este proyecto se ha

considerado razonable asimilar el módulo presiométrico del suelo directamente como el

módulo de elasticidad que intervendrá en los análisis en los que participe el comportamiento

deformacional del material.

Los módulos presiométricos Ep obtenidos se presentan en la siguiente tabla donde se

refleja la gran diversidad de resultados obtenidos. También hay que indicar que se han

incluido los ensayos de algunos sondeos correspondientes a la fase de investigación del

primer trazado del EGG y situados por lo tanto algo alejados de la traza definitiva (ST-

702+150, SV-701+240 EG).

ENSAYOS PRESIOMÉTRICOS. JABRE

Módulo Presiométrico, Ep

(MPa)

Fase de Estudio Sondeo Profundidad

(m) Formación

Ciclo de

Carga

Ciclo de

Descarga

Golpeo In Situ Próximo en SPT o

Muestra Inalterada

Proyecto de

Construcción

ST-702+150 5,0 SGR 10 108 5,5m / 1s; 8-9-10-19

ST-702+150 20,0 SGR 16 16 20,7m / 7s; Rechazo

SE-1+475 3,7 SGR 65 283 3,1m / 2s; Rechazo

SV-1+750 26,5 SGR 55 138 26,9m / 12s; Rechazo

SV-1+860 6,4 SGR 47 196 6,8m / MI-4; Rechazo

SV-1+860 11,0 SGR 49 199 11,4m / MI-6; Rechazo

SE-2+090 5,0 SGR 39 221 5,2m / MI-3; 12-13-15-20

SV-6+300 6,0 SGR 32 331 5,50 m; SPT; 24-40-41-44

SV-6+335 6,1 SGR 41 246 6,50 m; SPT; 34-50R

ST-8+520 12,5 SGRODE 23 111 12,30 m; SPT; 47-50R

ST-8+520 20,0 SGRODE 9 23 18,60 m; SPT; 45-50R

Estudio

Geológico-

Geotécnico

SE-700+170 EG 6,0 SGR 44 - 7,2m / SPT; Rechazo

SV-700+600 EG 7,9 SGR 12 - 8,5m / MI-2; 9-13-15-16

SV-700+600 EG 13,2 SGR 35 - 13,9m / SPT; 17-30-42-R

ST-701+240 EG 16,2 SGR 35 - 15,5m / SPT; 16-16-27-42

SE-708+460 EG 6,9 SAPL 9 33 8,20 m; SPT; 47-50R

SE-708+680 EG 3,8 SGRODE 161 661 3,20 m; SPT; 50R

SV-709+150 EG 6,8 SGRODE 118 462 5,60 m; SPT; 34-50R

SV-709+500 EG 3,8 SGRODE 83 86 4,60 m; SPT; 50R

En la última columna se indica el golpeo (lectura directa, sin corrección) medido en el

ensayo SPT (Standard Penetration Test) o con la toma de muestra inalterada más próximos

a la profundidad en la que se ha realizado en ensayo presiométrico. Se observa en ella que

en muchos casos se produjo rechazo en la 1ª o 2ª tanda de golpeos del SPT, lo que indica

que estos ensayos presiométricos se hicieron en jabre muy denso; también se realizaron

sobre jabres medianamente densos.

Se han descartado los dos primeros valores correspondientes al sondeo ST-702+150, en el

que se produjeron problemas durante la perforación que pueden justificar los valores bajos

del módulo presiométrico obtenidos. También se han descartado otros dos valores bajos

(dos valores de módulo en carga igual a 9 MPa) que no se corresponden con un suelo muy

denso (se produjo rechazo en las proximidades de ambos).



Sin contar con estos ensayos, el valor medio de los dos módulos presiométricos en carga

hechos en jabre medianamente denso es del orden de 25 MPa. Considerando para el resto

(densos y muy densos), los valores del módulo presiométrico mayores de 40 MPa, resulta

un valor medio igual a 78 MPa. En resumen, se va a recomendar utilizar los siguientes

valores del módulo de elasticidad del jabre:

- Jabres medianamente densos E = 20 MPa

- Jabres densos y muy densos E = 80 MPa

3.9.7. Otros Ensayos

Con muestras inalteradas de jabre SGRODE de dos de los sondeos perforados en la zona del

viaducto del regueiro de San Benito se han realizado sendos ensayos de colapso en los que

han resultado índices de colapso prácticamente nulos (0,1%). En otros sondeos perforados

para el desmonte que se sitúa sobre el actual túnel de Aspera se han reconocido jabres

alterados flojos en los que se han observado indicios de colapsos superficiales. Con dos

muestras inalteradas del sondeo SD-6+600 se han realizado sendos ensayos de colapso en

los que han resultado índices de colapso nulos.

Durante la perforación de algunos sondeos del Estudio Geológico-Geotécnico se realizaron

ensayos de permeabilidad tipo Lefranc en los jabres de las formaciones SGR y SGRODE. En la

siguiente tabla se muestran los resultados obtenidos según aparecen en la Memoria del EGG.

ENSAYOS DE PERMEABILIDAD. JABRE

Sondeo Profundidad

(m) Formación

Permeabilidad

(cm/s)

SE-700+170 EG 4,20-5,30 SGR 6,12x10-5

SV-701+240 EG 6,00-7,50 SGR 1,10x10-5

SV-708+115 EG 2,20 – 3,40 SGRODE 5,13x10-5

SE-708+460 EG 1,40 – 2,40 SGRODE 8,77x10-6

SV-709+150 EG 7,50 – 8,50 SGRODE 3,96x10-5

El valor medio de estos resultados es igual a 3,4x10-5 cm/s.

También del EGG se dispone de dos ensayos de Acidez Baumann-Gully realizados sobre

una muestra de cada formación. Sus resultados, que se muestran en la siguiente tabla,

clasifican a los suelos como no agresivos al hormigón según la norma EHE (son menores

de 200 ml/kg).

ENSAYOS DE AGESIVIDAD AL HORMIGÓN. JABRE

Sondeo Profundidad

(m) Formación

Acidez Baumann-

Gully

(ml/kg)

SE-700+170 4,0 SGR 30,8

SE-708+460 1,5 SGRODE 19,3

3.10. FORMACIÓN ZH

3.10.1. General

Los materiales de la formación ZH están asociados a la banda de deformación de la falla del

río Mesón de Calvos que aparece entre aproximadamente los PPKK 1+540 – 1+760 de la

traza. Son materiales secundarios originados por procesos de tectonización y meteorización

del material ígneo original debido a la acción de una falla de orientación NNE – SSO. Estos

materiales no se pueden observar directamente en superficie debido al recubrimiento

general de suelos aluviales (formación QFV) presentes en la zona, de entre 2 y 3 m de

espesor.

Sí se han reconocido en muchos de los sondeos de la campaña complementaria del

Proyecto de Construcción con los que se han investigado las condiciones de cimentación

del viaducto que cruzará este río. En estas prospecciones, bajo los depósitos de suelos QFV

se observa un primer nivel superior de espesor entre 7 y 12 m y constituido por un material

arenoso sin consolidar correspondiente a una “harina de falla”. Este material es al que se ha

designado como formación ZH. Está constituida por arena de grano fino-medio con



contenido variable de arcilla, gravas de cuarzo anguloso y color gris claro verdoso o

azulado. Subyacente, de manera progresiva, se va observando un jabre muy tectonizado

que pasa gradualmente a transformarse en roca granítica muy fracturada con numerosas

juntas que a veces tienen pátinas arcillosas caoliníticas.

Los suelos de la formación ZH se han reconocido en los sondeos SV-1+540, SV-1+580, SV-

1+635, SV-1+665, SV-1+700 y SV-1+750, hasta una profundidad máxima de 14,6 m (bajo 3

m de suelos QFV). En ellos la longitud total perforada en la unidad ZH suma 60,4 m, lo que

supone un 4,2% de la longitud total perforada en los sondeos del tramo. En la banda de falla

parece que la deformación y la meteorización son más intensas y alcanzan mayor

profundidad en sus bordes que en su zona central, donde el sustrato rocoso está más

somero.

Estos suelos intervendrán solamente en la cimentación de las pilas centrales del Viaducto

del río Mesón de Calvos; no se excavarán en ningún desmonte ni sobre ellos se cimentará

ningún relleno estructural.


A pesar de la escasa frecuencia de aparición de estos suelos, se dispone de un número

relativamente importante de ensayos de laboratorio, centrados sobre todo en su

identificación, resistencia al corte y colapsabilidad. Como se ha comentado toda la

investigación pertenece a la campaña complementaria realizada para el Proyecto de

Construcción. Todas las muestras ensayadas eran de suelos arenosos, excepto una

muestra correspondiente a una veta de arcilla con un contenido muy alto de arena (45%).

Los valores estadísticos de los ensayos de identificación y estado se presentan en el

siguiente cuadro.

Formación ZH

Parámetro Valor

Promedio

Rango de

Variación

Desviación

Estándar

Número

de Datos

Humedad Natural (%) 15,0 19,2 - 11 2,7 12

Densidad Seca (g/cm3) 1,86 2,08 - 1,76 0,11 9

Densidad Natural (g/cm3) 2,14 2,31 - 2,05 0,09 9

Granulometría

Finos (%) 25 55 - 10 14 12

Arena (%) 69 90 - 45 12 12

Grava (%) 6 19 - 0 7 12

Límites de

Atterberg



Índice de


La descripción con los parámetros medios corresponde a una arena con algo a bastante

arcilla e indicios de grava. La clasificación es siempre SC (excepto la veta arcillosa). En la

siguiente figura se presentan los resultados de los ensayos de plasticidad, donde se

observa que todos los puntos se sitúan por encima de la línea entre CL y ML.

DIAGRAMA DE PLASTICIDAD. FORMACIÓN ZH

0

10

20

30

40

50

60

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Índ

ice

de

Plá

sticid

ad

Límite Líquido

FORMACIÓN ZH

CH

MH

CL

MLCL-ML



Aunque estos suelos y los jabres tienen su origen en la misma roca madre, se observan

algunas pequeñas diferencias entre ellos. En primer lugar el contenido de finos de los

suelos de la “harina de falla” es mayor que el de los jabres; 25% frente al 19% en términos

de valores medios. Pero la mayor diferencia es que esos finos tienen mayor carácter

plástico en los suelos ZH:

- en los ensayos de plasticidad de los jabres no se superó el valor del límite líquido

de 40, y en la formación ZH esto ha ocurrido en 2 de los 7 ensayos disponibles

(máximo igual a 51);

- más de la mitad de los ensayos en jabres resultaron como No Plásticos (20 de 37

ensayos), y en los suelos ZH este resultado no se ha obtenido en ningún ensayo.

Por el contrario, los valores de la humedad y densidad de ambas formaciones son muy

parecidos; en el caso de la densidad natural el valor medio de 2,14 g/cm3 es igual para

ambas unidades geológicas.

3.10.3. Resistencia

Análisis de la investigación de campo

En general los suelos arenosos que constituyen la formación ZH se han descrito como

densos y muy densos, y en menor proporción como medianamente densos. Así se constata

en el registro de la investigación de campo con los golpeos de los sondeos y en el único

ensayo de penetración dinámica continua, PR-1+605. El registro de esta última se presenta

en la siguiente figura. Se observa que el golpeo NDPSH medio es mayor de 15,

correspondiente a un suelo granular denso; y que los golpeos más bajos en torno a 10,

representativos de arenas medianamente densas, son muy escasos.

PENETRÓMETRO PR-1+605

Esto mismo se comprueba con el análisis del golpeo que ha sido necesario para la hinca de

los tomamuestras y ensayos SPT llevados a cabo durante la perforación de los sondeos en

la formación ZH. En la siguiente figura se presenta la distribución del golpeo N60 (relativo al

60% de la energía) en relación a la profundidad de estas pruebas de los sondeos SV-

1+540, SV-1+580, SV-1+635, SV-1+665, SV-1+700 y SV-1+750. Para simplificar la figura,

los golpeos mayores de 100 y los rechazos se han representado con el valor de N60 igual a

100.



FORMACIÓN ZH. RESULTADOS DE ENSAYOS DE PENETRACIÓN EN SONDEOS

Se confirma que no existen suelos flojos dentro de la formación ZH y que mayoritariamente

son arenas densas y muy densas (suman el 92% de los golpeos representados en la

figura).

Análisis de los ensayos de laboratorio

Los suelos de la formación ZH se han ensayado abundantemente en el aparato de corte

directo con objeto de obtener sus parámetros resistentes. Se dispone de 6 de estos

ensayos de corte realizados sobres muestras inalteradas obtenidas a profundidades

menores de 9,0 metros. En la siguiente figura se presentan los resultados de estos ensayos.

Ensayo Sondeo Muestra Profundidad

(m)

Humedad

(%)

Densidad

Seca

(g/cm3)

Límite

Líquido

Índice de

Plasticidad

Finos

(%)

c’

(kPa)

Φ’

(o)

Golpeo

N60

1 SV-1+540 2 2,40 17,5 1,76 41 21 43 69 26 29

2 SV-1+540 4 8,70 15,2 1,80 51 28 17 62 52 29

3 SV-1+580 3 6,30 19,0 1,78 37 16 32 62 28 50

4 SV-1+665 4 7,10 16,1 1,80 39 20 26 62 46 29

5 SV-1+700 3 4,40 11,0 2,08 27 9 10 56 28 38

6 SV-1+750 2 3,45 14,2 1,92 31 12 23 65 54 37

ENSAYOS DE CORTE DIRECTO CON MUESTRAS INALTERADAS. FORMACIÓN ZH

En la tabla de datos que acompaña al gráfico, además de incluir los valores parciales de

cohesión y ángulo de fricción de cada ensayo individual, se ha añadido el golpeo N60 con el

que se obtuvo la muestra. Atendiendo en primer lugar a los valores parciales de la cohesión,

resulta llamativo comprobar la poca diferencia que existe entre ellos, ya que varían entre 56

y 69 kPa. Pero además, es interesante observar que también los resultados parciales del

ángulo de fricción tienden a dos valores extremos muy semejantes, uno que varía entre 26º-

28º y otro entre 46º-54º. Se ha analizado este comportamiento intentado correlacionar los

parámetros resistentes con otras propiedades de las muestras ensayadas, tales como

0

2

4

6

8

10

12

14

16

0 20 40 60 80 100P

rofu

nd

idad

(m

)

Golpeo N60

MED. DENSA MUY DENSADENSAFLOJA

1

1

12

2

3

3

4

4

4

5

5

5

6

6

6

0

100

200

300

400

500

0 100 200 300 400 500

Ten

sió

n t

an

gen

cia

l (k

Pa)


Envolvente Superior; c' = 69kPa // Φ' = 50º





contenido de finos, plasticidad, profundidad, golpeo N60, etc. y no se ha encontrado

ninguna correspondencia. De hecho se dan situaciones teóricamente contradictorias, como

por ejemplo que la muestra obtenida con el mayor golpeo N60 no es la de mayor resistencia

(ensayo número3); o que la muestra correspondiente al ensayo número 5, que es la de

menor contenido de finos y mayor densidad seca, tampoco es de las más resistentes

(ángulo de fricción de 28º).

El hecho comentado tiene su reflejo en la figura, donde se observa que la envolvente

promedio (c’ = 63 kPa, ϕ’ = 42o) se localiza en una banda de nula densidad de puntos de

corte; el valor del coeficiente r2 es de 0,65. Se ha optado por lo tanto por representar las

dos envolventes extremas que de forma separada resultan del mejor ajuste de las dos

nubes de puntos obtenidos (el coeficiente r2 mejora hasta 0,95 en la envolvente superior y a

0,99 en la inferior). El valor de la cohesión de ambas líneas es muy parecido, en torno a 65

kPa, lo que resulta un valor muy alto; y el ángulo de fricción varía entre los siguientes

valores (uno casi el doble del otro):

Envolvente superior;


Envolvente inferior;


Como conclusión de este análisis, para los suelos que forman la unidad ZH se ha

considerado adecuado asignar de manera conservadora unos parámetros resistentes

relacionando el ángulo de fricción de las envolventes promedio e inferior (42º y 27º) y un

valor de la cohesión igual a la mitad del resultado (30 kPa):

Suelos muy densos;



Suelos medianamente densos y densos;




Se han llevado a cabo ensayos presiométricos durante la perforación de los suelos de la

formación ZH en los sondeos de la campaña complementaria del Proyecto de Construcción.

Sus resultados en cuanto al módulo presiométrico Ep se presentan en la siguiente tabla.

ENSAYOS PRESIOMÉTRICOS. FORMACIÓN ZH


(MPa)

Ensayo Sondeo

Profundida

d

(m)

Ciclo de

Carga

Ciclo de

Descarga

Golpeo In Situ Próximo en

SPT o Muestra Inalterada

1 SV-1+540 5,0 21 44 5,5m / MI-3; 18-21-22-29

2 SV-1+540 14,1 12 50 15,8m / MI-6; 25-25-23-32

3 SV-1+580 7,7 11 43 6,9m / 4s; 6-7-17-22

4 SV-1+635 5,7 15 22 4,3m / 2s; 12-15-16-26

5 SV-1+665 5,1 17 - 4,9m / 3s; 11-15-12-9

6 SV-1+700 6,7 7 58 5,6m / 3s; 5-7-10-11

7 SV-1+750 5,1 32 130 4,1m / 2s; 17-21-26-27

8 SV-1+750 13,1 18 65 14,0m / MI-6; 25-44-32-38

En la última columna se indica el golpeo (lectura directa, sin corrección) medido en el

ensayo SPT o con la toma de muestras inalteradas más cercanos al correspondiente

ensayo presiométrico. Atendiendo al dato del golpeo, los dos últimos ensayos corresponden

a arenas muy densas, los numerados como 3 y 6 se han hecho en arenas medianamente

densas y el resto (4 ensayos) a suelos densos. Para cada una de estas categorías se ha

obtenido el valor medio del módulo presiométrico.



MÓDULOS PRESIOMÉTRICOS MEDIOS. FORMACIÓN ZH

Tipo de suelo Ensayos

Módulo Presiométrico

Medio

(MPa

Medianamente denso 3 y 6 9

Denso 1, 2, 4 y 5 16

Muy denso 7 y 8 25

Como se ha comentado para otras unidades geológico-geotécnicas, los valores del módulo

obtenidos se consideran bajos para las características en general buenas de estos suelos.

En resumen, se va a recomendar utilizar los siguientes valores del módulo de elasticidad

para la unidad ZH:

- Suelos medianamente densos E = 15 MPa

- Suelos densos y muy densos E = 45 MPa

3.11. SUSTRATO GRANÍTICO METEORIZADO. FORMACIONES GR Y GRODE, GM IV

3.11.1. General

Dentro del sustrato granítico que forma el basamento donde se desarrolla el tramo se han

diferenciado los materiales con mayor grado de meteorización (grado IV en la escala ISRM)

de los que forman el denominado sustrato rocoso sano (grados II y III). Los granitos de

grado IV de meteorización se encuentran entre los suelos de alteración o jabres, y la roca

sana propiamente dicha. Por su descripción intermedia, en ocasiones no es fácil distinguir

entre los otros dos tipos de materiales; y por esto mismo, en ocasiones tendrá un

comportamiento más parecido a una roca y en otras sus características serán las de un

suelo granular muy denso ligeramente litificado.

En la investigación geotécnica disponible se ha reconocido la matriz rocosa meteorizada

grado IV de las todas las formaciones de granito; GRODE, GR, Episienitas EP y Aplitas APL. En

la siguiente tabla se indica la longitud perforada en los sondeos del tramo en la que han sido

reconocidas las formaciones graníticas en sus distintos grados de meteorización (de II a IV).

DISTRIBUCIÓN DE SUSTRATO GRANÍTICO EN SONDEOS

GM IV GM II-III Total

Formación Longitud

(m)

Porcentaje

(1)

Longitud

(m)

Porcentaje

(1)

Longitud

(m)

Porcentaje

(2)

GRODE 156,89 18,9% 675,3 81,1% 832,19 40,28%

GR 140,36 53,1% 123,93 46,9% 264,29 12,79%

EP 17,65 12,7% 121,65 87,3% 139,3 6,74%

APL 5,85 4,6% 122,55 95,4% 128,4 6,22%

(1) Porcentaje de cada grupo de meteorización respecto a la longitud perforada en la misma

unidad

(2) Porcentaje de cada unidad respecto a la longitud total de sondeos perforados en el tramo

En la cartografía geológica no se ha distinguido el grado de meteorización del macizo

rocoso. En base a la información facilitada por las prospecciones que alcanzan mayor

profundidad, fundamentalmente los sondeos, en el perfil longitudinal sí se ha representado

el nivel de meteorización grado IV, en ocasiones con una clasificación intermedia III-IV. Su

espesor es muy variable, llegando a no reconocerse al pasar directamente del jabre al

sustrato rocoso sano grados II-III (sondeo SE-1+265).

La distribución espacial de las diferentes formaciones de granito a lo largo del tramo sigue la

misma secuencia descrita para los jabres en el apartado correspondiente a esa formación.

La separación entre las formaciones graníticas mayoritarias GR y GRODE se produce en torno

a los PPKK 2+350 y PK 7+700. Aunque la unidad GR aparece en casi la mitad del tramo, su

longitud de perforación en los sondeos es relativamente mucho menor que la de GRODE y

sólo del orden del doble que las longitudes en EP y APL. Ésto se debe a que estas tres

últimas formaciones son las que aparecen en el túnel de Rante que ha sido intensamente

investigado y con sondeos de mucha mayor longitud. Por esta misma razón, en esas tres



unidades geológicas presentes en el túnel se ha reconocido una mayor proporción de

sustrato rocoso más sano (grado II-III, por encima del 80% de la longitud en cualquiera de

dichas unidades); además, como se ha comentado, la formación GR es la más débil frente a

la meteorización.

En relación a la investigación mediante ensayos de laboratorio, hay que destacar la

dificultad de muestreo de los materiales que forman este grupo geotécnico, lo que ha

condicionado la posibilidad de caracterizarlos. Por sus diferentes formas de presentación

desde un suelo a una roca débil, se han ensayado tanto testigos de roca de baja resistencia

como muestras de suelos, pero ninguna de éstas ha podido ser de tipo inalterada.

Como se comentó para los jabres, estos materiales se encuentran a lo largo de toda la traza

y afectarán a prácticamente todas las unidades de obra que se proyectan. Sin embargo,

sobre ellos en principio no se cimentará de forma directamente ningún relleno ni estructura,

debido a la presencia mayoritaria de un recubrimiento de suelos cuaternarios o de manto de

alteración. Del material que se excave en el tramo se obtendrá material de calidad para la

construcción de los rellenos del mismo.


Se han realizado ensayos de identificación de muestras tipo suelo del macizo granítico

meteorizado, repartidos a partes iguales entre los pertenecientes a las unidades mayoritarias

GR y GRODE. Todas las muestras son a granel en bolsa o saco, o del material extraído con la

cuchara del ensayo SPT; no hay ninguna muestra inalterada.

Además se han hecho ensayos de resistencia de testigos de roca de los que también se

dispone de sus determinaciones de densidad y humedad.

En el siguiente cuadro se presentan los valores estadísticos de los ensayos de identificación

y estado de estos materiales.

Granitos GM IV. Suelos

Parámetro Valor

Promedio

Rango de

Variación

Desviación

Estándar

Número

de Datos

Humedad Natural (%) 8,1 16,2 - 1,6 3,9 10

Granulometría

Finos (%) 16 32 - 2 9 20

Arena (%) 74 89 - 38 11 20

Grava (%) 10 60 - 1 14 20

Límites de

Atterberg (1)

Límite Líquido 27 30 - 22 4,1 14

Límite Plástico 20 23 - 14 4,0 14

Índice de

Plasticidad 7 8 - 5 1,4 14

Análisis

Químico

Materia Orgánica

(%) 0,11 0,19 - 0,03 0,11 2

Sulfatos Solubles

(%) 0,06 0,08 - 0,03 0,04 2

Ión Sulfato

(mg/kg) 65 105 - 25 57 2

Yesos (%) 0,29 - - 1

Sales Solubles

(%) 0,07 0,08 - 0,06 0,01 2

(1) 10 de las 14 muestras han resultado No Plásticas

Granitos GM IV. Roca

Parámetro Valor

Promedio

Rango de

Variación

Desviación

Estándar

Número

de Datos

Humedad Natural (%). Roca 6,6 12,5 - 3,3 3,3 8

Densidad Seca (g/cm3). Roca 2,12 2,37 - 1,87 0,19 9

Densidad Natural (g/cm3). Roca 2,23 2,44 - 1,96 0,16 8

A la vista de los parámetros medios de identificación, los suelos a los que se reduce el

macizo meteorizado grado IV se describirían como una arena con algo de limo e indicios a

algo de grava; es decir muy semejante a los jabres, aunque aumentando la proporción de

grava (4% de media en los jabres). El contenido de finos es siempre menor del 40%, lo que

lo hace apto para constituir la base de apoyo de la capa de forma.



Igual que ocurría con los jabres, los suelos de la unidad de granitos GM-IV son poco

plásticos, habiendo resultado 10 de las 14 muestras ensayadas como no plásticas. El

carácter plástico de estos materiales es incluso menor que en los jabres, como se observa

en el siguiente gráfico.

DIAGRAMA DE PLASTICIDAD. SUSTRATO GRANÍTICO METEORIZADO

En relación a los resultados de los análisis químicos llevados a cabo con muestras tipo

suelo, todos los contenidos en las sustancias examinadas han sido muy pequeños y en

ningún caso condicionarán el diseño de las unidades de obra afectadas por los materiales

de esta unidad.

El contenido de humedad de los testigos de roca ensayados (el 6,6% de media) es sólo un

poco menor que el obtenido para el conjunto de los suelos de esta misma unidad (8,1%). No

se dispone de datos de la densidad de estos últimos, pero se considera admisible asignarle

el mismo valor de cálculo que a los jabres, igual a 2,15 g/cm3. EN TRAMO 2 DENSIDAD DE

CÁLCULO ERA 1,90 g/cm3 VER DÓNDE AFECTA MÁS, TRAMO 1 o 2.


Se han realizado ensayos de compactación y CBR de una muestra de la unidad GRODE y

otras dos de la formación GR, con los siguientes resultados.

Granitos GM IV. Suelos

Parámetro Valor

Promedio

Rango de

Variación

Desviación

Estándar

Número

de Datos

Ensayo

Proctor

Modificado

Densidad

máxima (g/cm3) 2,00 2,06 - 1,92 0,07 3

Humedad óptima

(%) 9,0 10,2 - 7,8 1,2 3

CBR

Índice

(para el 95%

Dmáx)

42 52 - 28 12 3

Hinchamiento

(%) 0,3 0,9 – 0,0 0,5 3

Los resultados de densidad máxima de compactación y el índice CBR son muy altos en

todas las dos muestras. En los ensayos CBR el hinchamiento medido es prácticamente nulo

en dos de las muestras e igual al 0,9% en la otra, valor que no se corresponde con el resto

de parámetros del suelo. Estos resultados validan el empleo de estos materiales en la

construcción de los rellenos tipo terraplén del tramo, incluso para la capa de coronación.

El resto de características que califican la aptitud para la formación de rellenos valida

igualmente a estos materiales, como se ha observado en el apartado anterior (identificación,

ensayos químicos).

3.11.4. Resistencia

En la siguiente tabla se resumen los resultados de los ensayos de resistencia realizados

sobre testigos de roca del macizo granítico meteorizado grado IV de las formaciones GR y

GRODE. Los ensayos de compresión simple clasifican a la roca con un grado de resistencia

de 0 a 1 según la escala ISRM (resistencia a compresión simple entre 0,25 y 5 MPa).

0

10

20

30

40

50

60

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Índic

e d

e P

lásticid

ad

Límite Líquido

SUSTRATO GRANÍTICO METEORIZADO IV

GR (4 NP)

GRODE (6 NP)

CH

MH

CL

MLCL-ML



Granitos GM IV

Parámetro Valor

Promedio

Rango de

Variación

Desviación

Estándar

Número

de Datos

Resistencia Compresión Simple (MPa) 2,81 6,83 - 1,10 2,29 5

Resistencia a Tracción (MPa) 0,16 - - 1

Ensayo

Triaxial

Presión Confinamiento, 1

(MPa) 1,00 -- -- 1

Presión Axial Máxima, 3

(MPa) 17,34 - - 1

Del ensayo de tracción se obtuvo una resistencia igual a 0,16 MPa que es compatible con

los resultados anteriores. Se dispone además de otro ensayo a compresión de un testigo de

la formación APL, del que resultó una resistencia muy baja (0,10 MPa), posiblemente por

una anomalía.

Del material tipo suelo se dispone de un ensayo de corte directo realizado sobre una

probeta remoldeada y recompactada en condiciones semejantes a la de puesta en obra en

la formación de rellenos (del 95% del valor medio de la densidad máxima obtenida en el

ensayo Proctor Modificado; 0,95 x 1,98 g/cm3 = 1,88 g/cm3).

Calicata Profundidad

(m)

Humedad

(1)

(%)

Densidad

Seca (1)

(g/cm3)

Límite

Líquido

Índice de

Plasticida

d

Finos

(%)

c’

(kPa)

ϕ’

(o)

CD-706+390EG 0,70 11,3 1,88 NP NP 9 63 41

(1) Humedad y Densidad Seca de la muestra compactada

Estos parámetros resistentes se consideran muy altos, al igual que lo comentado para los

jabres. Como en cualquier caso en los desmontes del tramo el sustrato rocoso meteorizado

no podrá excavarse de forma diferenciada de los jabres, en los análisis de estabilidad en los

que intervenga el material de relleno estructural se emplearán los parámetros resistentes

descritos para el jabre.

No se dispone de ensayos de corte sobre muestras inalteradas con los caracterizar

adecuadamente el comportamiento resistente de estos materiales en su estado natural.

Para este proyecto se va a considerar que el sustrato meteorizado se rige de acuerdo al

modelo Mohr-Coulomb similar al del jabre, incrementando los parámetros recomendados

para este último. Así, con carácter conservador, se ha asignado la siguiente pareja de

valores para la resistencia del material natural:



En los análisis a realizar en la zona del túnel de Curuxeirán, donde se excavará el sustrato

meteorizado más resistente, se podrá incrementar el ángulo de fricción a 38˚.


Como ocurría para los jabres, los parámetros deformacionales del sustrato granítico

meteorizado se han obtenido a partir de los ensayos presiométricos llevados a cabo durante

la perforación de los sondeos, tanto del EGG como de la campaña complementaria del

Proyecto de Construcción. Los módulos presiométricos Ep estimados se presentan en la

siguiente tabla donde se observan significativas diferencias en los resultados obtenidos.

ENSAYOS PRESIOMÉTRICOS. SUSTRATO GRANÍTICO METEORIZADO


(MPa)

Fase de Estudio

Sondeo Profundidad

(m) Formación

Ciclo de Carga

Ciclo de Descarga

Proyecto de Construcción

SV-1+635 16,0 GR 98 775

SV-1+800 14,0 GR 46 485

SV-6+375 6,1 GR 182 979

SV-6+530 3,9 GR 78 521

SE-7+685 4,3 GRODE 234 1557

SE-8+260 3,3 GRODE 61 402

SV-8+920 11,0 GRODE 336 2458

SV-9+020 4,1 GRODE 273 1488

SV-9+060 4,2 GRODE 76 249




(MPa)

Fase de Estudio

Sondeo Profundidad

(m) Formación

Ciclo de Carga

Ciclo de Descarga

Estudio Geológico-Geotécnico

ST-701+240 EG

24,6 GR 166 -

ST-701+400 EG

20,9 GR 70 -

SV-706+515 5,9 GR 34 98

9,4 GR 43 120

SV-706+625 9,4 GR 50 98

SV-706+790 15,2 GR 46 230

SE-707+315 6,0 GR 71 306

SV-708+000 7,1 GRODE 236 768

SV-708+950 7,4 GRODE 28 183

SV-709+150 12,4 GRODE 90 246

SV-709+400 5,6 GRODE 67 244

Como ha ocurrido con otras unidades, se considera que los módulos presiométricos

obtenidos son bajos para poder ser considerados representativos del módulo de

deformación de este material. En primer lugar, el valor bajo de los dos primeros ensayos de

la tabla se podría justificar por pertenecer al macizo de roca grado IV afectado además por

la banda tectonizada de la falla del río Mesón de Calvos. El valor medio del módulo con

estos dos resultados es del orden de 70 MPa.

Pero por otro lado, en términos relativos han resultado más bajos los obtenidos en la

campaña del EGG respecto a los de la fase de investigación del Proyecto de Construcción.

Observándolo de otra manera, sólo considerando los resultados de la campaña del EGG, el

valor medio del módulo (83 MPa) es del mismo orden que el asignado al jabre (80 MPa).

Por lo tanto, para considerar un valor más adecuado del módulo de elasticidad se van a

contabilizar únicamente los datos de la campaña del Proyecto de Construcción. El valor

medio de los 7 valores disponibles es igual a 177 MPa y si se descarta el valor mínimo (de

61 MPa), la media sube hasta los 200 MPa, que será el valor finalmente recomendado.

En resumen, se va a recomendar utilizar los siguientes valores del módulo de elasticidad

para el macizo rocoso de grado IV de meteorización:

- Zona Mesón de Calvos E = 70 MPa

- Resto del tramo E = 200 MPa

3.11.6. Otros Ensayos

Durante la perforación de algunos sondeos del Estudio Geológico-Geotécnico se realizaron

ensayos de permeabilidad tipo Lefranc y Lugeon en el sustrato meteorizado IV. En la

siguiente tabla se muestran los resultados obtenidos.

ENSAYOS DE PERMEABILIDAD. SUSTRATO GRANÍTICO METEORIZADO

Sondeo Profundidad

(m) Formación

Ensayos de Permeabilidad

Tipo de Ensayo Permeabilidad

(cm/s)

ST-701+240 EG 25,00 - 29,00 GR Lugeon 1,20x10-4

SV-706+515 EG 15,00 - 16,10 GR Lefranc 1,98x10-5

ST-706+625 EG 10,00 - 11,00 GR Lefranc 1,93x10-5

SV-708+000 EG 9,00 - 10,00 GRODE Lefranc 1,11x10-5

Se consideran más representativos los resultados obtenidos con los ensayos tipo Lefranc,

de los que se obtiene un valor medio igual a 1,7x10-5 cm/s.

También del EGG se dispone de un ensayo de determinación de la Acidez Baumann-Gully

según indica la norma EHE para evaluar la agresividad de los suelos al hormigón. La

muestra pertenece a la formación GRODE (sondeo SV-709+400 EG) y con ella resultó un

valor de 9,8 ml/kg, que está lejos del valor de 200 ml/kg que marca la citada norma para

clasificar al suelo como agresivo.

3.12. ZONAS DE BRECHIFICACIÓN HIDROTERMAL, ZBH

3.12.1. General

Son los materiales originados por procesos de brechificación hidráulica del material ígneo

original, asociados frecuentemente a la inyección de fluidos hidrotermales generados

durante el emplazamiento de intrusiones aplíticas (episientización). Estos fenómenos



provocan la alteración del macizo rocoso original, que se transforma en un material

intensamente brechificado con morfología y geometría muy irregular e importantes cambios

litológicos entre puntos cercanos. Su resultado es la formación de una brecha de clastos

angulosos y tamaño muy variable, en una matriz arenosa de tipo jabre o menos

frecuentemente arcillosa, normalmente con una estructura caótica y en conjunto masiva.

Estos materiales se han reconocido únicamente en la zona que atraviesa el tramo con el

túnel de Rante. Concretamente se ha interpretado que se cortará en el túnel entre los PPKK

2+720 – 3+020 (dos bandas de 4 - 5 m y 2 - 3 m de espesor respectivamente); 4+300 –

4+600 (banda de 12 – 13 m de espesor asociada a un cuerpo aplítico); 4+890 -5+090

(banda de 2 – 3 m de espesor asociada a un cuerpo aplítico); y 5+640 -5+800 (banda de 2 –

3 m de espesor situada entre un cuerpo aplítico y otro episienítico). Hay que recalcar que

esta interpretación ha de tomarse con cautela debido a los diferentes factores que dificultan

el estudio de estos materiales: escasez y calidad de los datos, geometría irregular,

variabilidad del proceso de transformación de la roca original, etc.

Como en el caso de las episienitas, las zonas de brechas hidráulicas presentan una menor

resistencia frente a la meteorización, por lo que no resulta fácil su observación de

afloramientos o cortes del terreno en superficie. Por ello, no se ha podido representar en la

cartografía geológico-geotécnica. Debido además a la dificultad de perforación que presenta

el material, también ha resultado compleja una adecuada observación en los sondeos.

Aunque se han reconocido en bastantes sondeos realizados en la zona del túnel de Rante,

con un total de 118 m de perforación (un 8,3 % de la longitud total de los sondeos), la

calidad de los testigos obtenidos no ha sido adecuada para el reconocimiento de las

características reales del material. Esto ha tenido igualmente reflejo en la escasa

disponibilidad de muestras de calidad sobre las que hacer ensayos de laboratorio.

El máximo espesor reconocido en estos materiales es iguala a unos 23 m, y corresponde a

un nivel registrado en el sondeo ST-3+850 a partir de 103,7 m de profundidad. En el registro

de estos materiales en los sondeos se han empleado comúnmente dos descripciones;

- Brecha de fragmentos de granito o episienita en una matriz (o con

intercalaciones) de jabre o arena limosa

- Jabre o arena limosa con fragmentos de roca meteorizada (granito, episienita)

También con carácter general, los materiales de la brecha hidrotermal se describen como

muy densos hasta resistencia grado 0-1 según la escala ISRM (equivalente a una

resistencia a compresión simple entre 0,25 y 5 MPa).


Se han realizado ensayos de identificación de 4 muestras tipo suelo de la unidad ZBH, de las

que sólo una es inalterada (el resto son a granel). Además se han hecho ensayos de

resistencia de un testigo de roca del que también se dispone de su densidad y humedad.

En el siguiente cuadro se presentan los valores estadísticos de los ensayos de identificación

y estado de estos materiales.

Formación ZBH. Suelos

Parámetro Valor

Promedio

Rango de

Variación

Desviación

Estándar

Número

de Datos

Humedad Natural (%) 10,0 10,7 - 9,2 1,1 2

Densidad Seca (g/cm3) 2,09 - - 1

Densidad Natural (g/cm3) 2,29 - - 1

Granulometría

Finos (%) 12 26 - 5 10 4

Arena (%) 81 90 - 70 10 4

Grava (%) 7 14 - 4 5 4

Límites de Atterberg (1) NP NP NP 2

(1) Las 2 muestras ensayadas han resultado No Plásticas

Formación ZBH.

Roca

Parámetro Valor

Humedad Natural (%). Roca 4,6

Densidad Seca (g/cm3). Roca 2,28

Densidad Natural (g/cm3). Roca 2,38



Con los parámetros medios de identificación, los suelos que componen la brecha

hidrotermal se describen como una arena con algo de limo e indicios de grava; es decir muy

semejante al resto de materiales tipo suelo procedentes de la alteración del macizo granítico

original (jabres y suelos de la unidad de roca meteorizada grado IV). También se observa

que son suelos no plásticos. Un valor de la densidad seca de 2,10 g/cm3 puede

considerarse representativo del conjunto de los materiales tipo suelo.

Para el otro tipo de material, descrito como una brecha rocosa se recomienda utilizar un

valor de la densidad igual a 2,30 g/cm3. Este mismo valor se asignará al material que se

encuentra a una profundidad mayor de 60 m, que como se verá en el apartado siguiente de

deformabilidad, corresponde a un material de mejores características.

3.12.3. Resistencia

Sobre un testigo de roca se ha realizado un ensayo de resistencia a compresión simple con

medida del módulo de elasticidad con los siguientes resultados

Sondeo Testigo Profundidad

(m)

Humedad

(%)

Densidad

Seca

(g/cm3)

Resistencia

(MPa)

Módulo de

Elasticidad,

E

(MPa)

Coeficiente

Poisson

ST-703+900 EG TP-10 31,50 4,6 2,28 0,88 893 0,17

Aunque en el ensayo puede haber ocurrido que la probeta haya roto por una discontinuidad

preexistente, su resultado es compatible con la calificación de la roca con grado de

resistencia 0 (compresión simple entre 0,25 y 1 MPa).

En los análisis en los que intervengan los materiales de brecha hidrotermal, se recomienda

utilizar unos parámetros resistentes del modelo Mohr-Coulomb intermedios entre los

asignados al jabre muy denso y a la roca granítica de grado de meteorización IV:




En el apartado anterior se muestra el resultado del módulo de elasticidad medido en el

ensayo de compresión simple realizado sobre un testigo de roca de la unidad ZBH. El

módulo de elasticidad obtenido, igual a 893 MPa se considera especialmente alto.

Por otro lado, se dispone de ensayos presiométricos llevados a cabo en estos materiales

durante la perforación de algunos sondeos del EGG. En el siguiente cuadro se presentan

sus resultados del módulo en el ciclo de carga.

ENSAYOS PRESIOMÉTRICOS. FORMACIÓN ZBH

Sondeo Profundida

d (m)

Módulo Presiométrico,

Ep (MPa)

ST-701+880 EG 21,0 63

ST-702+420 EG 57,2 155

ST-704+640 EG 111,6 430

ST-704+640 EG 118,5 304

ST-706+100 EG 64,6 396

A la vista de estos resultados se van a distinguir dos zonas en función de la profundidad,

estableciéndose el corte en los 60 metros. Teniendo además en cuenta que en general en

los ensayos presiométricos han resultado valores bajos de los módulos elásticos, se va a

recomendar utilizar los siguientes valores;

- Profundidad z < 60 m E = 200 MPa

- Profundidad z > 60 m E = 400 MPa



3.13. SUSTRATO GRANÍTICO SANO. FORMACIONES GR, GRODE, APL Y EP, GM I-III

3.13.1. General

Los granitos de Orense (GRODE) y Allariz (GR) con grados de meteorización I-III (GM-I a GM-

III) constituyen el sustrato rocoso de todo el tramo, junto con sus intrusiones aplíticas

(formación APL). Además, en la zona del túnel de Rante este macizo ha sufrido la intrusión

de fluidos hidrotermales que generaron fenómenos de episienitización (formación EP) y la

formación de brechas (unidad ZBH analizada en un apartado independiente). Normalmente

se encuentran cubiertos por jabre o granito más alterado (GM-IV) por lo que únicamente

afloran en algunas zonas aisladas de la traza en torno a la vaguada del regueiro de San

Benito, de los túneles de Rante y Curuxeirán y en desmontes de infraestructuras actuales.

Como se ha comentado anteriormente y se comprobará con el análisis de los datos más

adelante, se han encontrado diferencias significativas en el comportamiento resistente y

deformacional del macizo rocoso sano reconocido en el subtramo que va desde el inicio de

la traza hasta el Túnel de Rante incluido, respecto del subtramo que va desde el río

Barbaña hasta el final. Por ello, algunas de las propiedades de la roca se analizarán

diferenciando ambas partes del trazado. El límite entre ambas zonas se ha establecido en el

desmonte al final de la boca norte del túnel de Rante, aproximadamente en el PK 6+150.

En la siguiente tabla se indica la longitud perforada en los sondeos en la que han sido

reconocidas las formaciones graníticas con grado de meteorización menor de III.

DISTRIBUCIÓN DE SUSTRATO GRANÍTICO SANO EN SONDEOS

Tramo: Inicio - PK 6+150 Tramo: PK 6+150 - Final Tramo completo

Formación Longitud

(m) Porcentaje

Longitud (m)

Porcentaje Longitud

(m) Porcentaje

GRODE 576,4 66,3% 98,9 57,0% 675,3 64,7%

GR 74,93 8,6% 49,00 28,2% 123,93 11,9%

APL 98,25 11,3% 24,3 14,0% 122,55 11,7%

EP 120,35 13,8% 1,3 0,7% 121,65 11,7%

La unidad predominante en el cuadro anterior es la GRODE (granito de Ourense) por ser la

que aparece mayoritariamente en el túnel de Rante, que es el subtramo más intensamente

investigado y con sondeos de mayor longitud, y en la que en consecuencia se han

reconocido mayores espesores de roca sana. La otra formación granítica que aparece a lo

largo de mayor longitud del tramo, aunque no haya sido la más reconocida en los sondeos

del primer subtramo, es la correspondiente al granito de Allariz, unidad GR. La presencia de

episienitas (EP) es residual en el segundo tramo.

El número de ensayos de laboratorio de cada formación, que son fundamentalmente de

resistencia, mantiene de forma aproximada la misma proporción que la reflejada en el

cuadro anterior; la formación mayoritaria GRODE suma dos terceras partes del conjunto de

ensayos disponibles y en todos los casos se cuenta con mayor número de ensayos de la

fracción más sana de la roca (grado de meteorización GM I-II) y son menos abundantes los

de la roca clasificada con grado GM III.

3.13.2. Características de la roca matriz

3.13.2.1. Resumen de los resultados de los ensayos de laboratorio

Los valores estadísticos de los parámetros geotécnicos obtenidos de ensayos de laboratorio

son los que se muestran en las siguientes tablas, diferenciando entre las diferentes

formaciones y en los dos subtramos indicados:



Tramo: Inicio - PK 6+150 Tramo: PK 6+150 - Final

Granito de Orense GRODE

GM I-II GM III

Parámetro Valor promedio Rango de variación

Nº de datos Valor promedio Rango de variación

Nº de datos

Peso específico Seco (g/cm3) 2,61 2,75 a 2,26 52 2,58 2,63 a 2,48 7

Humedad Natural (%) 0,4 1,5 a 0,1 49 0,7 1,5 a 0,4 7

Peso específico Natural (g/cm3) 2,62 2,76 a 2,26 52 2,59 2,64 a 2,52 7

Resistencia Compresión Simple (MPa) 68,07 102,50 a 33,60 39 44,91 65,84 a 31,90 6

Resistencia Tracción (MPa) 7,16 11,34 a 2,95 17 2,65 --- 1

Módulo de Elasticidad (MPa) 30933 54994 a 20051 10 22800 --- 1

Coeficiente de Poisson 0,21 0,29 a 0,18 10 0,29 --- 1

Índice de Schimazek 5,01 7,67 a 3,10 5 --- --- ---

Abrasividad Cerchar 3,99 5,10 a 2,93 5 --- --- ---

Granito de Orense GRODE

GM-II GM-III



Nº de datos





Resistencia Tracción (MPa) 6,11 7,92 a 3,60 4 0,39 --- 1

Índice de Schimacek 4,29 6,53 a 3,30 4 --- --- ---

Abrasividad cerchar 3,38 4,10 a 2,60 4 --- --- ---

Granito de Allariz GR

GM I-II GM III



Nº de datos





Resistencia Tracción (MPa) 11,77 --- 1 --- --- ---

Módulo de Elasticidad (MPa) 22468 30084 a 14851 2 --- --- ---

Coeficiente de Poisson 0,17 0,18 a 0,16 2 --- --- ---

Índice de Schimazek 3,50 --- 1 --- --- ---

Abrasividad Cerchar 2,00 --- 1 --- --- ---

Granito de Allariz GR

GM-III


Nº de datos

Peso específico Seco (g/cm3) 2,37 2,54 a 2,22 4

Humedad Natural (%) 3,38 5,30 a 0,70 4

Peso específico Natural (g/cm3) 2,45 2,56 a 2,34 4

Resistencia Compresión Simple (MPa) 6,68 22,60 a 0,10 4

Granito Aplítico APL

GM I-II GM III



Nº de datos

Peso específico Seco (g/cm3) 2,60 2,62 a 2,58 6 2,49 --- 1

Humedad Natural (%) 0,3 0,4 a 0,2 5 --- --- ---

Peso específico Natural (g/cm3) 2,60 2,63 a 2,59 5 --- --- ---

Resistencia Compresión Simple (MPa) 91,94 111,80 a 76,50 5 18,52 --- 1

Resistencia Tracción (MPa) 11,25 --- 1 --- --- ---



Índice de Schimazek 6,38 --- 1 --- --- ---


Granito Aplítico APL

GM-III


Nº de datos

Peso específico Seco (g/cm3) 2,38 2,42 a 2,30 5

Humedad Natural (%) 1,61 2,90 a 0,51 5

Peso específico Natural (g/cm3) 2,42 2,49 a 2,32 5

Resistencia Compresión Simple (MPa) 9,30 15,35 a 3,50 4



Tramo: Inicio - PK 6+150 Tramo: PK 6+150 - Final

Episienita EP

GM II GM III

Parámetro Valor promedio Rango de

variación

Nº de

datos Valor promedio

Rango de

variación

Nº de

datos





Resistencia Tracción (MPa) 5,04 --- 1 1,80 --- 1




[No hay Ensayos]



En la tabla anterior se observa cómo algunos de los resultados, por ejemplo la resistencia a

compresión, que son los más numerosos, presentan valores con una dispersión notable,

incluso para un mismo subtramo, unidad y grado de meteorización. Hay que señalar en este

punto que en los valores estadísticos anteriores ya se han descartado algunos resultados

considerados anómalos por diversas causas.

3.13.2.2. Peso específico y humedad

En las tablas anteriores se observa cómo las humedades de los materiales se mantienen en

valores bajos y que las densidades son altas, como corresponden a rocas graníticas como

las analizadas. En general y lógicamente, la densidad es mayor en la roca más sana (GM

II), aunque la diferencia no es muy grande, e incluso en el caso de la formación de los

granitos de Allariz (GR) en el primer subtramo ocurre paradójicamente lo contrario.

La densidad seca media para la roca sana (grado de meteorización I-II) en el tramo inicial

es del orden de 26 kN/m3, mientras que para el grado III se sitúa entre 25 y 26 kN/m3. En el

segundo subtramo, estos valores bajan de forma clara sobre todo en el subtramo final.

También se observa que los valores más bajos corresponden a la formación EP de

episienitas (sólo ensayadas en el subtramo primero), tanto con grado de meteorización II

como con grado III.

Con respecto a la humedad se observa, como era esperable, la tendencia contraria, con los

mayores valores en la roca meteorizada, aunque en cualquier caso son resultados muy

bajos, en general menores del 1% en primer subtramo y algo mayores en el segundo. Esto

hace que los valores de la densidad natural sean del mismo orden que los de la densidad

seca. Se comprueba por lo tanto que los resultados de los ensayos relativos a la humedad y

densidad son consistentes con las descripciones de los materiales.

Se ha tratado también de encontrar una posible relación entre la densidad seca y la

profundidad con el fin de evaluar si existe un gradiente significativo de mejora del macizo,

pero se ha comprobado que no existe una correlación entre estas magnitudes.

Con carácter simplificador se va a recomendar emplear los siguientes valores de densidad

en el proyecto.

VALORES DE DENSIDAD RECOMENDADOS

Parámetro GM I-II GM III

Peso específico Natural

(kN/m3) 26 25

3.13.2.3. Resistencia

Para determinar la resistencia de la roca matriz se ha efectuado los siguientes tipos de

ensayos:

- Resistencia a compresión simple sin confinamiento, denominados en lo sucesivo Qu.

- Resistencia a la tracción indirecta (ensayo brasileño), denominados Br.

- Triaxial de roca o resistencia a compresión con confinamiento, denominados Tx.

En algunos ensayos Qu se han colocado bandas extensométricas en el testigo con el fin de

determinar el módulo de elasticidad del material “E” y el coeficiente de Poisson “”.

A continuación se indican los criterios adoptados para la consideración de los resultados

anómalos.



- En las propias actas del laboratorio de algunos ensayos se indica la presencia de

planos de posible debilidad o defectos en el testigo de roca ensayado, lo que da lugar

a valores anormalmente bajos e incompatibles con el aspecto e visu del testigo. En

otros casos, a pesar de dicha indicación, se ha dado por bueno el resultado al

observarse que el resultado sí era coherente con la descripción.

- Aunque el acta de laboratorio no indique la anomalía anterior, el análisis de las

fotografías y dibujos del testigo ‘roto’ tras el ensayo ha sugerido una tipología de

rotura irregular.

- Cuando se dispone de ensayos Br en el mismo testigo, la anomalía suele reflejarse

mediante valores bajos de la tenacidad o relación Qu/Br. Se considera que los

valores de la tenacidad más alejados de un valor de 10 son anómalos.

- En los ensayos de compresión simple con medida de módulos de deformación (E), la

relación E/Qu (‘Modulus Ratio’) debe estar comprendida entre 300 y 550 para

granitos según la literatura técnica (Deere, 1968). En los resultados obtenidos que

más se alejan de este intervalo se ha considerado anómalo bien el dato de la

resistencia Qu o bien el del módulo E.

Resistencia a compresión

Del análisis de la resistencia a compresión simple de la roca (Qu) es destacable en primer

lugar la importante dispersión de resultados, como suele ser habitual en este tipo de

ensayos. Sí se observa que los valores mayores se obtienen con las muestras de mejor

calidad que se corresponden con la roca más sana. Esta dispersión se observa en las

siguientes figuras donde se muestra la relación entre la densidad seca y los resultados

individuales de todos los ensayos de compresión realizados en el primer subtramo (0+000-

6+150), ya que es el que mayor número de datos tiene. En la primera de las figuras,

correspondiente a la roca más sana (grado de meteorización GM I-II), destaca el mayor

número de ensayos disponibles de la unidad GRODE respecto a las demás.

No se ha podido obtener ninguna correlación entre ambos parámetros (densidad y

resistencia); en el caso de la roca con GM-II se puede deber en parte a que los valores de la

densidad se concentran en un estrecho intervalo de valores, ya que casi el 95% de los

resultados se encuentran entre valores de 2,55 y 2,65 g/cm3. Según se aprecia en el

segundo gráfico, y gracias a la mayor variabilidad de los valores de densidad, para la roca

GM-III sí existe una cierta relación entre la densidad seca y la resistencia a compresión, en

la que a valores bajos de densidad le corresponden igualmente los resultados de resistencia

más bajos, lo que confirma la coherencia y bondad de los datos.

DENSIDAD SECA Y RESISTENCIA A COMPRESIÓN

SUSTRATO GRANÍTICO SANO GM I-II (Tramo PK 0+000-6+150)

0

20

40

60

80

100

120

140

2,40 2,45 2,50 2,55 2,60 2,65 2,70 2,75

Resis

tencia

a com

presió

n (MP

a)

Densidad seca (g/cm3)

GRODE (GM I-II) GR (GM I-II)APL (GM I-II) EP (GM-II)



DENSIDAD SECA Y RESISTENCIA A COMPRESIÓN

SUSTRATO GRANÍTICO SANO GM III (Tramo PK 0+000-6+150)

En ambas figuras es observable que la unidad geológico-geotécnica más claramente

diferenciable del resto es la correspondiente a la episienita (EP), con la que se han obtenido

los resultados más bajos tanto de densidad como de resistencia, como resulta lógico

teniendo en cuenta cómo se ha formado esta roca. Este hecho sugiere que se puedan

analizar de forma separada del resto.

Se ha analizado también una posible correlación entre la resistencia y la profundidad, pero

no se ha encontrado nada relevante excepto la lógica tendencia a que la roca más profunda

suele ser más sana y resistente. En la siguiente figura se muestran los resultados para la

roca más sana (GM I-II, igualmente para el subtramo inicial).

RESISTENCIA A COMPRESIÓN Y PROFUNDIDAD

SUSTRATO GRANÍTICO SANO GM I-II (Tramo PK 0+000-6+150)

El otro hecho relevante en cuanto a los resultados analizados es que la roca matriz tiene

una resistencia muy alta, al menos en el caso de las formaciones GRODE, GR y APL más

sanas (grado de meteorización I-II); incluso el grupo de las episienitas más débiles presenta

valores moderados de resistencia. El valor medio de la resistencia a compresión de la roca

con meteorización grado I-II de las tres primeras unidades varía entre 68 y 92 MPa (GRODE y

APL respectivamente), clasificándose en la escala ISRM como grado 4 (resistencia a

compresión simple entre 50 y 100 MPa). La episienita del mismo grado de meteorización II

tiene una resistencia a compresión media en torno a 40 MPa. Del mismo orden son los

valores medios para las unidades GRODE y GR con GM III.

0

10

20

30

40

50

60

70

2,40 2,45 2,50 2,55 2,60 2,65 2,70 2,75

Resis

tencia

a com

presió

n (MP

a)

Densidad seca (g/cm3)

GRODE (GM-III) GR (GM-III)

APL (GM-III) EP (GM-III)

0

20

40

60

80

100

120

0 20 40 60 80 100 120 140

Profun

didad

(m)

Resistencia a compresión (MPa)

GRODE (GM I-II) GR (GM I-II)

APL (GM I-II) EP (GM-II)



Del análisis de los numerosos resultados de ensayos de compresión de la roca de grado de

meteorización I-II del primer subtramo, se observa que la mayor parte corresponde al grado

de resistencia 4 (resistencia a compresión simple entre 50 y 100 MPa) para el conjunto de

formaciones GRODE, GR y APL, mientras que la episienita (EP) se sitúa en un grado inferior

(entre 25 y 50 MPa). De acuerdo con estos resultados se considera que para un mismo GM

I-II no existen diferencias significativas entre los tres primeros tipos de granitos. La siguiente

figura analiza los resultados individuales de estos ensayos, pero agrupando los datos de las

formaciones GRODE, GR y APL.

RESISTENCIA A COMPRESIÓN

SUSTRATO GRANÍTICO SANO GM I-II

Resistencia (escala ISRM)

Intervalo de Resistencia Compresión

Simple (MPa)

GRODE + GR + APL EP

Número de Resultados

%

Resistencia Media en Intervalo

(MPa)


%


(MPa)

Muy Baja GR 1 1 - 5 0 0,0 0,0 0 0,0 0,0

Baja GR 2 5 - 25 0 0,0 0,0 1 16,7 22,9

Media GR 3 25 - 50 10 19,2 43,8 4 66,7 38,6

Alta GR 4 50 - 100 35 67,3 71,6 1 16,7 60,2

Muy Alta GR 5 100 - 250 7 13,5 105,8 0 0,0 0,0

Resistencia Media del Grupo (MPa)

70,8

39,6

Tras un análisis similar con los resultados de la roca con GM III se llega a una conclusión

semejante, en la que se pueden agrupar por un lado los datos de las formaciones GRODE, GR

y APL, y por otro la episienita EP. Hay que recordar que para este grado de meteorización

existen menos ensayos y sus resultados muestran mayor dispersión.

RESISTENCIA A COMPRESIÓN

SUSTRATO GRANÍTICO SANO GM III

Resistencia (escala ISRM)

Intervalo de Resistencia Compresión

Simple (MPa)

GRODE + GR + APL EP


%


(MPa)


%

Resistencia Media en Intervalo (MPa)

Muy Baja GR 1 1 - 5 0 0,0% 0,0 0 0,0% 0,0

Baja GR 2 5 - 25 3 27,3% 21,5 3 60,0% 17,8

Media GR 3 25 - 50 4 36,4% 38,0 2 40,0% 29,2

Alta GR 4 50 - 100 4 36,4% 55,3 0 0,0% 0,0

Muy Alta GR 5 100 - 250 0 0,0% 0,0 0 0,0% 0,0

Resistencia Media del Grupo (MPa)

39,8

22,4



Por lo tanto, para el subtramo considerado en primer lugar (PPKK 0+000 - 6+150) se

considerarán valores de cálculo iguales para unidades GRODE, GR y APL, aunque

diferenciando por grado de meteorización; e igual se hará para la formación EP.

En resumen, los valores estadísticos de los ensayos a compresión simple realizados sobre

los grupos a considerar de roca sana son los siguientes:

RESISTENCIA A COMPRESIÓN. VALORES ESTADÍSTICOS

GRODE + GR + APL EP

GM I-II GM III GM II GM III

Resistencia

Compresión

Simple Qu

(MPa)

Máximo 121,4 65,8 60,2 32,8

Medio 70,8 39,8 39,6 22,4

Mínimo 33,6 18,5 22,9 11,8

Percentil 30 58,5 31,9 36,2 20,1

En la última fila de la tabla anterior se han incluido los valores del percentil 30 de los

resultados de cada grupo. El dato del percentil 30 representa el valor debajo del cual se

encuentran el 30 por ciento de los resultados y es el que se tomará, de forma conservadora

(se encuentra entre el valor medio y el mínimo), como característico de la resistencia a

compresión. En la tabla siguiente se muestran estos valores (redondeados a la baja) que

son los que se van a recomendar en este estudio.

RESISTENCIA A COMPRESIÓN (Tramo PK 0+000-6+150)

VALORES DE CÁLCULO RECOMENDADOS (MPa)

GRODE + GR + APL EP

GM I-II GM III GM I-II GM III

55 30 35 20

El menor número de datos disponibles del segundo subtramo considerado (del PK 6+150 al

final), no permite hacer un análisis semejante al precedente, contando en primer lugar que

no hay ensayos en testigos de episienita. De este resulta igualmente que para un mismo

grado de meteorización no existen diferencias significativas entre los distintos tipos de

granitos. Por lo tanto se considerarán valores de cálculo iguales. Los valores que se

recomienda usar en proyecto son los siguientes:

RESISTENCIA A COMPRESIÓN (Tramo PK 6+150 - Final)

VALORES DE CÁLCULO RECOMENDADOS (MPa)

GM II GM III

30 10

Estos valores de resistencia a compresión simple son aproximadamente la media de los

resultados obtenidos en laboratorio sin tener en cuenta los valores más bajos. Los valores

inferiores a 1MPa se dan únicamente para GM III, para la que se han descartado los valores

considerados anómalos (tres) por debajo de 3 MPa, con lo que el valor obtenido de

resistencia resulta igual a 12,7 MPa, cercano al valor finalmente adoptado de 10 MPa.

Resistencia a tracción

Igual que se ha comentado para la resistencia a compresión simple, algunos ensayos de

resistencia a tracción (Brasileño) han sido considerados anómalos; en otros casos han

servido para descartar resultados de los ensayos de compresión cuando la relación Qu/Br

se ha considerado no válida. El número de ensayos de tracción disponibles es mucho

menor que los de compresión y su distribución en cuanto a tramos, formaciones y grados de

meteorización es la siguiente:

- Tramo Inicio - PK 6+150:

o 17 ensayos de la formación mayoritaria GRODE GM I-II

o 1 ensayo para cada una de las otras unidades, GR, APL y EP GM I-II

o 1 ensayo de la formación GRODE GM III

o 1 ensayo de la formación EP GM III

- Tramo PK 6+150 - Final

o 4 ensayos de la formación GRODE GM II



o 1 ensayo de la formación GRODE GM III

o 1 ensayo de la formación APL GM III

ENSAYOS DE RESISTENCIA A TRACCIÓN. SUSTRATO GRANÍTICO SANO

Tramo Resistencia a

Tracción, Br

GM I-II GM III

GRODE GR APL EP GRODE EP APL

Inicio - PK 6+150

Número de Datos 17 1 1 1 1 1 -

Resultados (MPa) 3,0 a

11,3 11,8 11,3 5,0 2,7 1,8 -

PK 6+150 - Final

Número de Datos 4 - - - 1 - 1

Resultados (MPa) 3,6 a 7,9 - - - 0,4 - 4,2

Como ocurría con los ensayos de compresión, para el subtramo inicial con la unidad de

episienitas resultan los valores más bajos, tanto para GM I-II como para GM III. El valor

medio de la resistencia a tracción para la roca de grado de meteorización I-II de la

formación GRODE en este primer subtramo es igual a 7,2 MPa, mientras que disminuye hasta

6,1 para el tramo final.

Se ha realizado una clasificación del granito de Orense (GRODE) en función de la resistencia

a tracción, para lo cual se han utilizado los criterios que establecen Fourmaintraux 1976 y

Deere & Miller, resultando una clasificación general de resistencia Media a Alta con

cualquiera de los dos.

CLASIFICACIÓN RESISTENCIA A TRACCIÓN

Resistencia de la

Roca

Intervalo de

Resistencia según

Fourmaintraux

(MPa)

Intervalo de

Resistencia según

Deere&Miller

(MPa)

Muy Débil 0,0 – 2,0 0,0 – 1,5

Débil 2,0 – 5,0 1,5 – 3,5

Media 5,0 – 10,0 3,5 – 6,5

Alta 10,0 – 30,0 6,5 – 10,0

Muy Alta > 30,0 > 10,0

Del conjunto de la roca GM I-II se dispone de parejas de valores Qu – Br, de los que se

obtiene un valor medio de la tenacidad Qu/Br de 11,3 con los datos del primer tramo y del

orden de 10 con los del segundo. Por su parte, los dos pares de datos Qu – Br disponibles

(sólo del primer tramo) para la roca GM III dan un valor de Qu/Br de 12,0 y 12,3. De acuerdo

con la literatura técnica (Goodman 1980), para una probeta ideal, es decir sin defectos

previos significativos, los ratios Qu/Br para un granito varían entre 12,1 y 19. En este caso,

el valor que se considera más representativo, y que se recomienda adoptar para el proyecto

es 12.

Ensayos Triaxiales

Los ensayos triaxiales en roca sana (GM I-II y GM III) realizados son los siguientes:

ENSAYOS DE RESISTENCIA TRIAXIAL. SUSTRATO GRANÍTICO SANO

Tramo Grado de

Meteorización Formación Sondeo Muestra

Profundidad

(m)

Densidad

seca

(g/cm3)

3

(MPa)

1

(MPa)

Inicio - PK 6+150

GM I-II

GRODE

ST-3+080 TP-8 114,75 2,62 4,0 128,9

ST-3+850 TP-13 26,80 2,61 5,0 135,8

ST-4+075 TP-21 59,30 2,64 7,5 154,2

ST-705+030 TP-11 74,75 2,62 5,0 171,0

ST-705+700 TP-9 92,65 2,61 5,0 126,5

ST-705+700 TP-12 84,40 2,62 10,0 158,1

ST-703+900 TP-28 58,45 - 3,5 133,2

ST-704+640 TP-9 73,95 - 1,0 63,1

ST-704+640 TP-9 106,50 - 2,5 79,0

GR ST-6+025 TP-9 77,10 2,57 2,5 111,7

APL ST-705+030 TP-19 77,10 2,58 5,0 191,4

EP ST-706+100 TP-7 56,00 - 1,5 68,4

GM III GRODE

ST-2+700 TP-11 32,00 2,48 2,5 38,7

ST-3+400 TP-10 57,30 2,63 5,0 118,5

ST-706+100 TP-2 23,05 - 1,0 80,0

ST-706+100 TP-2 23,05 - 3,0 128,1

PK 6+150 - Final GM II GRODE

SV-708+000 TP-2 1,00 2,49 1,0 30,81

SV-708+000 TP-2 3,00 2,49 3,0 32,96

SV-708+115 TP-2 1,00 2,51 1,0 47,20

SV-709+050 TP-5 1,00 2,52 1,0 42,64



3.13.2.4. Criterio de rotura

Para la caracterización del comportamiento resistente del sustrato rocoso sano (GM I a III)

se utilizará el modelo de rotura definido por la envolvente de Hoek-Brown. La envolvente de

rotura del macizo rocoso tiene la expresión siguiente:

1 = 3 + (m . 3 . C + s . C2)0,5

donde:

1 y 3 son las tensiones principales, mayor y menor, de un círculo de rotura

C es la resistencia a compresión simple de la roca intacta

m y s son los parámetros que definen la envolvente de rotura del macizo

Para la roca matriz el parámetro “s” es igual a 1 y la envolvente de rotura de la roca tiene la

siguiente expresión:

1 = 3 + (mi . 3 . C + C2)0,5

siendo mi el parámetro que define la envolvente de rotura de la roca intacta.

Como es sabido el valor “mi” de Hoek en similar a la tenacidad o relación Qu/Br estudiada

en el apartado anterior dedicado a los ensayos de tracción, de valor igual a 12. Según la

literatura técnica (Hoek, “Rock Slope Engineering. 4th Edition” D.C. Wyllie & C. W. Mah,

Tabla 4.5) el valor de “mi” para un granito es 32±3. Como puede comprobarse los resultados

de los ensayos efectuados no cuadran los esperables según Hoek. Independientemente de

esto, el valor recomendado mi = 12 queda del lado de la seguridad y es coherente con los

resultados de los ensayos y con otras referencias de la literatura técnica (por ejemplo con la

mencionada antes de Goodman).

En el gráfico siguiente se representan los resultados de los ensayos de resistencia (Qu, Br y

Tx) para el primer grupo de roca (GRODE, GR y APL) con GM I-II del primer subtramo

considerado (PPKK 0+000 - 6+150). Igualmente se han representado dos envolventes de

tipo Hoek-Brown con mi = 12 y valores extremos de la resistencia a compresión de 35 y 110

MPa.

ENSAYOS DE RESISTENCIA Y ENVOLVENTES HOEK-BROWN. FORMACIONES GRODE, GR y APL GM I-II

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

-15 -10 -5 0 5 10 15

1 (

MPa)

3 (MPa)

Qu GRODE I-II Tx GRODE I-II Br GRODE I-II

Qu GR I-II Tx GR I-II Br GR I-II

Qu APL I-II Tx APL I-II Br APL I-II

Envolvente Superior. Qu = 110 MPa; m = 12

Envolvente Media. Qu = 55 MPa; m = 12

Envolvente Inferior. Qu = 35 MPa; m = 12



Se observa en el gráfico que adoptando mi = Qu/Br = 12 cómo la envolvente superior, con

Qu = 110 MPa, se ajusta bastante bien a los resultados más elevados, que frecuentemente

son los más representativos, lo que avala la utilización del valor de mi igual a 12.

En la figura anterior también se ha representado una ‘envolvente media’ definida por el valor

de la resistencia a compresión asignado a este grupo en el apartado anterior dedicado a

ese tipo de ensayo, más próximo al percentil 30 y de valor 55 MPa. En base a lo anterior,

como envolvente de cálculo para los granitos GRODE, GR y APL con GM I-II del primer

subtramo se propone la definida por mi = 12 y Qu=55 MPa. Se considera que esta

envolvente proporciona valores que se consideran razonablemente conservadores en

relación con los resultados de los ensayos.

Se ha procedido de la misma manera para el macizo rocoso del primer subtramo de las

mismas formaciones GRODE, GR y APL, pero con GM III; así como para las episienitas (EP).

Los resultados se muestran en las siguientes figuras.

ENSAYOS DE RESISTENCIA Y ENVOLVENTES HOEK-BROWN. FORMACIONES GRODE, GR y APL GM III

0

20

40

60

80

100

120

140

-15 -10 -5 0 5 10 15

1 (

MPa)

3 (MPa)Qu GRODE III Tx GRODE III Br GRODE

Qu GR III Qu APL III






ENSAYOS DE RESISTENCIA Y ENVOLVENTES HOEK-BROWN. FORMACIÓN EP GM II

ENSAYOS DE RESISTENCIA Y ENVOLVENTES HOEK-BROWN. FORMACIÓN EP GM III

En el siguiente cuadro se muestran los valores recomendados para los parámetros de

Hoek-Brown de la roca matriz del tramo inicial.

PARÁMETROS DE HOEK-BROWN DE LA ROCA MATRIZ.

VALORES DE CÁLCULO RECOMENDADOS (Tramo PK 0+000-6+150)

GRODE + GR + APL EP


Resistencia Compresión,

C

(MPa)

55 30 35 20

mi 12

Procediendo de manera análoga con la roca del segundo subtramo considerado, los

parámetros de la envolvente de Hoek-Brown son los siguientes:

0

20

40

60

80

100

120

140

-15 -10 -5 0 5 10 15

1 (

MPa)

3 (MPa)

Qu EP II Tx EP II Br EP II




0

20

40

60

80

100

120

140

-15 -10 -5 0 5 10 15

1 (

MPa)

3 (MPa)

Qu EP III Br EP III






PARÁMETROS DE HOEK-BROWN DE LA ROCA MATRIZ.

VALORES DE CÁLCULO RECOMENDADOS (Tramo 6+150 - Final)

GM II GM III

Resistencia Compresión, C (MPa)

30 10

mi 12

3.13.2.5. Deformabilidad

De la investigación realizada tanto para el Proyecto de Construcción como para el Estudio

Geológico-Geotécnico se dispone de ensayos de resistencia a compresión simple en el que

se han medido parámetros elásticos mediante bandas extensométricas, cuyos resultados se

presentan en la siguiente tabla. Todos corresponden a la investigación del primer subtramo

que va desde el inicio hasta el PK 6+150.

ENSAYOS DE RESISTENCIA COMPRESIÓN SIMPLE CON BANDAS EXTENSOMÉTRICAS. SUSTRATO

GRANÍTICO SANO

Grado de Meteorización

Formación Sondeo Muestra Profundidad

(m)

Densidad seca

(g/cm3)

Resistencia a Compresión Simple, Qu

(MPa)

Módulo de Elasticidad, E

(MPa)

Coeficiente de Poisson

E / Qu

I - II

GRODE

ST-2+700 TP-9 27,10 2,58 51,1 20051 0,18 392

ST-3+080 TP-7 57,40 2,61 42,2 21708 0,23 514

ST-3+400 TP-9 53,60 2,63 101,9 43632 0,24 428

ST-3+850 TP-11 69,25 2,62 75,3 33264 0,21 442

ST-3+850 TP-15 80,80 2,63 - 23930 0,23 -

ST-4+075 TP-19 87,20 2,62 64,7 35879 0,19 555

ST-705+030 TP-20 119,05 2,57 91,0 54994 0,20 604

ST-705+700 TP-12 73,95 2,62 47,6 32462 0,18 682

ST-704+640 EG TP-6 60,95 2,59 55,7 20614 0,19 370

ST-705+300 EG TP-17 85,67 2,61 65,8 22800 0,29 346

GR ST-6+025 TP-7 23,40 2,57 46,4 14851 0,16 320

ST-706+100 EG TP-13 82,40 2,61 121,4 30084 0,18 248

APL ST-705+030 TP-18 110,00 2,62 111,8 58463 0,21 523

ST-706+100 EG TP-11 73,50 2,58 101,6 58067 0,18 571

EP ST-704+640 EG TP-13 129,73 2,59 60,2 62172 0,16 1033

ST-705+300 EG TP-11 50,55 2,54 35,9 21093 0,15 588

III GRODE ST-705+300 EG TP-17 85,67 2,61 65,8 22800 0,29 346

Como con el resto de parámetros, los ensayos más abundantes corresponden a la

formación de los granitos de Ourense QRODE más sanos (GM I–II). El valor del módulo E

más bajo es uno de los dos datos de la unidad GR de GM I-II, que podría considerarse poco

representativo. Descontando ese dato, el valor medio del módulo de elasticidad de estas

dos formaciones rocosas principales (GRODE y GR) es igual a 30.900 MPa

De la siguiente formación de aplitas (APL) se han obtenido los dos valores más altos que

además son muy parecidos, por encima de 58.000 MPa. No obstante, como la unidad APL

se ha venido agrupando junto a las dos formaciones anteriores, con carácter conservador

se le va a asignar el mismo único valor del módulo de elasticidad.

Por su parte, de la unidad de episienitas sólo se dispone de dos resultados de valores muy

diferentes, ambos para GM II. El más alto también es del que ha resultado un valor de la

relación E/Qu mayor de todos los pares de datos, igual a 1033, muy por encima del valor

que aparece en la literatura técnica (entre 300 y 550); por lo tanto se considera más

representativo el otro valor en torno a 21.100 MPa.

Por último en relación al módulo de elasticidad para el grado de meteorización III sólo se

dispone de un ensayo perteneciente a la formación GRODE del que se ha obtenido un módulo

E de 22.800 MPa.

El valor medio de la relación entre el módulo de elasticidad de la roca matriz y la resistencia

a compresión (E/Qu) de todos los ensayos es igual a 460 (sin contar de nuevo con el valor

más alto), que está dentro de los límites tomados de las referencias bibliográficas entre 300

y 550.

El valor medio del coeficiente de Poisson de todos los ensayos es igual a 0,20, que se

considera un buen valor característico.



A partir de este análisis, en el siguiente cuadro se presenta un resumen de los valores

considerados representativos de los parámetros elásticos de la roca matriz.

PARÁMETROS DE ELASTICIDAD.

VALORES DE CÁLCULO RECOMENDADOS

GRODE + GR + APL EP


Módulo de Elasticidad, E (MPa)

30.000 20.000 20.000 15.000

Coeficiente de Poisson, 0,20

E / Qu 460

3.13.3. Características del macizo rocoso. Tramo PK 0+000 – PK 6+150

3.13.3.1. Clasificación geomecánica del macizo

La clasificación geomecánica del macizo rocoso se ha realizado utilizando los índices RQD

(Deere, 1967) y RMR (Bieniwaki, 1989). La determinación de estos índices a partir de las

columnas de los sondeos perforados en el tramo se encuentra incluye el Apéndice nº 3

Caracterización Geomecánica del Macizo Rocoso. Con este objeto se han empleado

únicamente los sondeos tenidos en cuenta en el estudio del túnel de Rante por ser donde

mayor proporción de roca sana (GM I a GM III) se ha perforado y donde de forma efectiva

se van a aplicar los modelos constitutivos específicos que se estudian en este apartado.

El cálculo del RMR se ha realizado según la formulación de “Bieniawski,1989”, a partir de un

valor ‘básico’ (RMRBÁSICO) en el que no se considera corrección por orientación de la

excavación respecto de la estratificación y se asigna el coeficiente correspondiente al agua

particularizado para cada tramo de roca.

En el presente proyecto los factores relativos a las condiciones de las juntas (pJ) y del agua

(pw) que intervienen en el cálculo del RMRBÁSICO se han determinado en función del grado

de meteorización, ya que la tendencia general lógica es que cuando el macizo se encuentra

menos meteorizado también tiene un estado menos fracturado (RQD mayor).

En el caso del agua se considera que el flujo que entraría al túnel a través del macizo

rocoso sería más elevado en las zonas con un grado de meteorización superior. En la tabla

a continuación se presentan los valores del factor de agua (pw) empleado en el cálculo del

RMRBÁSICO en función del grado de meteorización.

VALORES DEL PARAMETRO pw

EMPLEADO EN EL CÁLCULO DEL RMRBÁSICO

GRADO

METEORIZACIÓN pw

Condiciones

generales

GM I 10 Húmedo

GM II 7 Mojado

GM III 4 Goteando

GM > III 0 Con Caudal

Igualmente se ha establecido el criterio de asignación de los valores del factor de las

condiciones de las juntas (pJ) en función del grado de meteorización, como se presenta en

la siguiente tabla.

VALORES DEL PARAMETRO pJ

EMPLEADO EN EL CÁLCULO DEL RMRBÁSICO

GRADO

METEORIZACIÓN pJ

GM I 25

GM II 20

GM III 15

GM > III 0

Además del índice RMR también se ha empleado el denominado GSI (Geological Strength

Index). Su valor se ha determinado a partir del RMR siguiendo la metodología establecida

por uno sus creadores (Hoek) en el libro “Support of Underground Excavations in Hard

Rock. Hoek, Kaise & Bawden. Balkema. 2000” y que consiste en restar 5 puntos a un RMR

básico ficticio (RMRBÁSICO,PW15) que se obtiene utilizando un factor de agua de 15, es decir:

GSI = RMRBÁSICO,PW15 – 5



Como se ha comentado, en el presente proyecto el factor de agua (pw) considerado para

obtener el RMRBÁSICO ha variado entre 0 y 10. No obstante, para el análisis del índice GSI

se considerado un valor único igual a la media; pw = 5. Por lo tanto se puede suponer que:

RMRBASICO,PW15 = RMRBÁSICO + (pw15 - pw) = RMRBÁSICO + (15-5) = RMRBÁSICO + 10

A partir de esta expresión el índice GSI se puede establecer de la siguiente manera;

GSI = RMRBÁSICO,PW15 – 5 = (RMRBÁSICO + 10) – 5 = RMRBÁSICO + 5

En las tablas y gráficos siguientes se muestra un resumen de los resultados obtenidos en

relación al índice RMR del primer subtramo en estudio. Se han elaborado a partir de los

datos obtenidos en los sondeos perforados en roca considerados en el proyecto del túnel de

Rante. En las tablas correspondientes al RMRBÁSICO se ha incluido el índice RQD

correspondiente a cada grupo litológico e índice RMR.

VALORES DEL RMRBÁSICO

Grado de meteorización GM I - II

Formación GRODE APL GR EP

RMRBÁSICO Longitud

RQD Longitud

RQD Longitud

RQD Longitud

RQD m % m % m % m %

> 60 197,5 42% 92 15,3 23% 88 0 0% 0 6,6 11% 87

50 - 60 191,3 40% 63 24 36% 60 15,6 64% 66 30,2 50% 65

40 - 50 84,3 18% 27 28,2 42% 17 8,9 36% 31 22,7 37% 24

30 - 40 2,7 1% 4 0 0% 0 0 0% 0 1,3 2% 8

<30 0 0% 0 0 0% 0 0 0% 0 0 0% 0

475,8 100%

67,5 100%

24,5 100%

60,8 100%

Grado de meteorización GM III


RMRBÁSICO Longitud

RQD Longitud

RQD Longitud

RQD Longitud

RQD m % m % m % m %

> 60 0 0% 0 0 0% 0 0 0% 0 0 0% 0

50 - 60 3,3 3% 81 3 9% 81 0,9 5% 80 5,6 8% 94

40 - 50 42,9 43% 60 13,1 38% 44 12,5 70% 54 27,8 41% 67

30 - 40 44,9 45% 18 16,4 47% 19 4,5 25% 21 26,4 39% 21

<30 9,4 9% 0 2,2 6% 0 0 0% 0 8,6 12% 0

100,6 100%

34,7 100%

17,9 100%

68,4 100%

DISTRIBUCIÓN RMRBÁSICO

Del análisis de los cuadros anteriores se observa una serie de datos que confirman el hecho

lógico de que la mayor parte de la roca de mayor calidad, clasificada con índices RMR altos,

se corresponde con el macizo rocoso de menor grado de meteorización:

- No se ha perforado nada del macizo rocoso de GM I-II con índice RMR menor de 30

en ninguna de las formaciones geológico-geotécnicas.

0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

>= 60 >=50 - 60 >=40-50 >=30-40 <30

Lon

git

ud

de

son

deo

(%

)

RMR, basico (% )

GRODE (GM I y II) GRODE (GM III) APL (GM I y II) APL (GM III)

GR (GM I y II) GR (GM III) EP (GM I y II) EP (GM III)



- El 98% del macizo rocoso perforado que agrupa a las formaciones GRODE, GR y APL

calificado con RMR mayor de 50 corresponde al grado de meteorización I-II.

- Por el contrario, el macizo rocoso de menores índices de calidad de las mismas

formaciones, calificado con RMR menor de 40 corresponde al grado de

meteorización III.

- Para el intervalo intermedio del índice RMR (40-50) el reparto entre los diferentes

grados de meteorización no es tan desproporcionado, con el 64% correspondiente al

GM I-II y el 36% al GM III.

- La misma tendencia se observa para el grupo litológico de las Episienitas EP.

Estas apreciaciones se observan mejor agrupando los datos de las tablas anteriores según

los tres niveles del índice de calidad RMR indicados.

RMRBÁSICO GRODE, GR Y APL

RMRBÁSICO

GM I-II GM III Longitud Total

(m) Longitud Longitud

m % m %

>50 443,7 98% 7,2 2% 450,9

40-50 121,4 64% 68,5 36% 189,9

< 40 2,7 3% 77,4 97% 80,1

RMRBÁSICO EP

RMRBÁSICO

GM II GM III Longitud Total

(m) Longitud Longitud

m % m %

> 50 36,8 87% 5,6 13% 42,4

40-50 22,7 45% 27,8 55% 50,5

< 40 1,3 4% 35,0 96% 36,3

A partir de estas observaciones, en el apartado final de recomendación de parámetros

geotécnicos los materiales rocosos se agruparán básicamente en función de su litología e

índice RMR.

A continuación se muestran las mismas tablas y figuras en relación al parámetro RQD,

obtenidas igualmente de la investigación específica del túnel de Rante.

VALORES DEL RQD

Grado de meteorización GM I - II


RQD Long (m) % Longitud Long (m) % Longitud Long (m) % Longitud Long (m) % Longitud

> 90 102,8 22% 6,4 9% 0,0 0% 3,5 6%

50 - 90 262,2 55% 30,7 45% 12,8 52% 33,0 54%

20 - 50 96,0 20% 19,8 29% 11,1 45% 19,5 32%

< 20 14,8 3% 10,6 16% 0,6 2% 4,9 8%

475,8 100% 67,5 100% 24,5 100% 60,8 100%

Grado de meteorización GM III


RQD Long (m) % Longitud Long (m) % Longitud Long (m) % Longitud Long (m) % Longitud

> 90 0,2 0% 0,2 1% 0,0 0% 2,1 3%

50 - 90 39,8 40% 6,8 20% 10,4 58% 28,7 42%

20 - 50 35,8 36% 21,3 61% 5,8 32% 19,4 28%

< 20 24,9 25% 6,4 18% 1,7 9% 18,2 27%

100,6 100% 34,7 100% 17,9 100% 68,4 100%

DISTRIBUCIÓN RQD

0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

>= 90 >=50 - 90 >=20 - 50 < 20

Lon

git

ud

de

son

deo

(%

)

RQD (% )

GRODE (GM I y II) GRODE (GM III) APL (GM I y II) APL (GM III)

GR (GM I y II) GR (GM III) EP (GM I y II) EP (GM III)



3.13.3.2. Parámetros resistentes del macizo

Para caracterizar la resistencia del macizo rocoso se utilizarán envolventes de rotura de tipo

Hoek-Brown definida en el apartado anterior “Criterio de Rotura”.

1 = 3 + (m . 3 . C + s . C2)0,5

Para la obtención de los parámetros “m” y “s” se emplearán las correlaciones siguientes

tomadas de “Support of Underground Excavations in Hard Rock” (Hoek. Editorial Balkema):

m = mi · exp [(GSI-100)/28]

s = exp [(GSI-100)/9]

La resistencia a compresión del macizo Qu,M es el valor de 1 sin confinamiento, es decir

con 3 = 0.

La aplicación de estas correlaciones a las diferentes calidades y zonas del macizo rocoso

da lugar a los siguientes resultados:

RESISTENCIA DEL MACIZO ROCOSO. GRODE, GR Y APL CON GM I-II

RMRBÁSICO GSI de cálculo

Resistencia

compresión roca

matriz C (MPa)

mi m s

Resistencia

compresión del

macizo Qu,M

(MPa)

> 60 65 55 12 3,44 0,0205 7,87

50 a 60 55 55 12 2,41 0,0067 4,51

40 a 50 45 55 12 1,68 0,0022 2,59

30 a 40 35 55 12 1,18 0,0007 1,49

< 30 20 55 12 0,69 0,0001 0,65

RESISTENCIA DEL MACIZO ROCOSO. GRODE, GR Y APL CON GM III


Resistencia compresión roca

matriz C (MPa)

mi m s

Resistencia compresión del

macizo Qu,M (MPa)

> 60 65 30 12 3,44 0,0205 4,29

50 a 60 55 30 12 2,41 0,0067 2,46

40 a 50 45 30 12 1,68 0,0022 1,41

30 a 40 35 30 12 1,18 0,0007 0,81

< 30 20 30 12 0,69 0,0001 0,35

RESISTENCIA DEL MACIZO ROCOSO. EP CON GM II



matriz C (MPa)

mi m s


macizo Qu,M (MPa)

> 60 65 35 12 3,44 0,0205 5,01

50 a 60 55 35 12 2,41 0,0067 2,87

40 a 50 45 35 12 1,68 0,0022 1,65

30 a 40 35 35 12 1,18 0,0007 0,95

< 30 20 35 12 0,69 0,0001 0,41

RESISTENCIA DEL MACIZO ROCOSO. EP CON GM III



matriz C (MPa)

mi m s


macizo Qu,M (MPa)

> 60 65 20 12 3,44 0,0205 2,86

50 a 60 55 20 12 2,41 0,0067 1,64

40 a 50 45 20 12 1,68 0,0022 0,94

30 a 40 35 20 12 1,18 0,0007 0,54

< 30 20 20 12 0,69 0,0001 0,23

3.13.3.3. Deformabilidad del macizo rocoso

Para establecer los parámetros deformacionales del macizo rocoso se han seguido dos

procedimientos independientes. El primero parte de ensayos presiométricos y tiene la

ventaja de que se basa en medidas directas realizadas “in situ” sobre el macizo. El segundo

parte del módulo de elasticidad de la roca matriz en base a correlaciones existentes en la

literatura técnica.



Método 1:

En la siguiente tabla se resumen los resultados obtenidos en los ensayos presiométricos

llevados a cabo en la zona del túnel de Rante y en la que se han incluido dos pruebas

realizadas en la zona del río Mesón de Calvos.

ENSAYOS PRESIOMÉTRICOS. SUSTRATO GRANÍTICO SANO

Grado de

Meteorización Formación Sondeo

Profundidad

(m) RMRBÁSICO

Módulo

Corte

(MPa)

Módulo.

Presiométrico

(MPa)

I - II

GRODE

ST-703+370 EG 84,2 55 1532 3982

ST-703+370 EG 88,4 50 359 933

ST-703+900 EG 110,5 70 1413 3675

ST-705+300 EG 98,2 40 1006 2616

GR

ST-701+540 EG 17,2 50 327 849

ST-701+540 EG 22,4 55 298 776

SV-1+665 13,5 40 1777 4620

ST-6+025 20,0 45 1109 2883

APL ST-705+300 EG 79,2 55 1272 3306

III

GRODE ST-701+880 EG 27,9 40 145 378

ST-702+420 EG 68,2 <30 207 537

GR SV-1+500 4,5 50 144 375

ST-701+400 EG 24,4 40 83 216

APL ST-702+420 EG 79,6 40 217 564

APL - ZBH ST-702+420 EG 72,4 <30 40 104

EP ST-706+100 EG 54,2 45 605 1572

En la tabla también se ha incluido el valor del RMR estimado en torno a la profundidad a la

que se ha realizado el correspondiente ensayo presiométrico. Se ha intentado correlacionar

ambas magnitudes, habiéndose observado una tendencia lógica del aumento del módulo

presiométrico con los valores mayores del índice RMR. Por el contrario, no se ha podido

establecer ninguna relación aceptable entre dicho módulo y la profundidad.

RELACIÓN MÓDULO PRESIOMÉTRICO – RMR

Observando en primer lugar las pruebas realizadas en roca GM III, y sin contar los dos

últimos valores extremos mostrados en la tabla anterior (104 y 1572 MPa), el módulo varía

entre 216 y 564 MPa, con un valor medio de 414 MPa que podría considerarse como

característico. El índice RMR del macizo rocoso en el que se han hecho estos ensayos

varía en general entre valores menores de 30 y un límite superior de 40 (RMR entre <30 y

40).

En relación a la roca GM I-II, el valor medio de todos los resultados es igual a 2627 MPa,

para índices RMR entre 40 y 60 (hay un valor de RMR igual a 70).

Método 2:

En el apartado anterior dedicado a la deformabilidad de la roca matriz se obtuvieron los

siguientes valores para el módulo de elasticidad de cálculo para la roca intacta (E) sería:

0

1000

2000

3000

4000

5000

20 30 40 50 60 70 80

Mó

du

lo p

resi

om

eéri

co (

MP

a)

RMR

GM I-II

GM III



E = 30.000 MPa para los granitos con GM I-II del grupo de formaciones GRODE,

GR y APL

E = 20.000 MPa para los granitos con GM III del mismo grupo anterior y para

cualquier GM de la episienita (EP)

A partir de estos valores puede establecerse el módulo de deformación del macizo EM

mediante los siguientes procedimientos:

1) Singh (1999)

fEEM .

Donde:

30055.02 ·09.0·2186.1

X

eXf

100

RMRX

2) BS 8004 (1986)

fEEM .

Donde:

1 sepf

sep = es la separación media entre discontinuidades en metros.

Existen diversas formas de obtener sep que dan lugar a dos variantes del método:

2.1) Según Kulhawy (1978) sep es una función del RQD. Mediante el ajuste

de una expresión analítica a partir del gráfico proporcionado por Kulhawy se

obtiene la siguiente formulación:

1010

RQD

x

8765432 ·00026.0·0097.0·142.0·08.1·63.4·98.10·74.13·9.1035.5

5.1

xxxxxxxxsep

2.2) Según Priest & Hudson (1976) / Bieniawski (1989) sep es una función del

RQD mediante la siguiente expresión:

k

sep

e

k

sep

RQD/1

)/1

1(

·100

donde k es el umbral de longitud mínima de testigo sin juntas para contabilizar

el RQD. El valor teórico es k =10 cm. En la práctica y según las correlaciones

dadas por Bieniawski entre sep i RQD, k tiene un mínimo de 3,6 y medio de

5,80.

3) Hoek & Diedrich (2006)

)11/)1560((1

2/102,0.(

GSIDMe

DEE

)

donde:

D = factor de alteración.

El valor de D se ha estimado en función del RMR; en un macizo rocoso con

índice RMR bajo se supondrá que la excavación se realiza con medios

mecánicos que implica la menor alteración del mismo; y por el contrario, la

roca con índices RMR altos se excavará con voladuras enérgicas con mayores

daños al macizo.



VALORES DEL PARAMETRO D

RMR D

> 60 0,80

50 a 60 0,60

40 a 50 0,30

30 a 40 0,15

< 30 0,00

La aplicación de las correlaciones anteriores da los siguientes valores de EM:

MÓDULO DE ELASTICIDAD DEL MACIZO ROCOSO

GRODE, GR Y APL CON GM I-II

Módulo de elasticidad EM (MPa)

RMRBÁSICO GSI de

cálculo

Resist.

Compr.

roca matriz

C (MPa)

Módulo

roca matriz

E

(MPa)

RQD

(%) D Singh Kulhawy

Priest &

Hudson /

Bieniawski

Hoek &

Diedrich

Valor

Medio

> 60 65 55 30000 90 0,80 8030 4583 9600 11611 8456

50 a 60 55 55 30000 65 0,60 5772 2770 4050 8754 5337

40 a 50 45 55 30000 25 0,30 4664 1730 1800 4303 3124

30 a 40 35 55 30000 5 0,15 4174 799 900 3192 2266


GRODE, GR Y APL CON GM III


RMRBÁSICO GSI de

cálculo

Resist.

Compr.

roca matriz

C (MPa)

Módulo

roca matriz

E

(MPa)

RQD

(%) D Singh Kulhawy

Priest &

Hudson /

Bieniawski

Hoek &

Diedrich

Valor

Medio

50 a 60 55 30 20000 80 0,60 3848 2354 4100 5836 4034

40 a 50 45 30 20000 55 0,30 3110 1657 2200 2868 2459

30 a 40 35 30 20000 20 0,15 2782 1008 1000 2128 1730

< 30 20 30 20000 5 0,00 2527 532 600 913 1143


EP CON GM II


RMRBÁSICO GSI de

cálculo

Resist.

Compr.

roca matriz

C (MPa)

Módulo

roca matriz

E

(MPa)

RQD

(%) D Singh Kulhawy

Priest &

Hudson /

Bieniawski

Hoek &

Diedrich

Valor

Medio

> 60 65 35 20000 90 0,80 5353 3055 6400 7741 5637

50 a 60 55 35 20000 65 0,60 3848 1847 2700 5836 3558

40 a 50 45 35 20000 25 0,30 3110 1153 1200 2868 2083

30 a 40 35 35 20000 5 0,15 2782 532 600 2128 1511


EP CON GM III


RMRBÁSICO GSI de

cálculo

Resist.

Compr.

roca matriz

C (MPa)

Módulo

roca matriz

E

(MPa)

RQD

(%) D Singh Kulhawy

Priest &

Hudson /

Bieniawski

Hoek &

Diedrich

Valor

Medio

50 a 60 55 20 15000 80 0,60 2886 1765 3075 4377 3026

40 a 50 45 20 15000 60 0,30 2332 1316 1875 2151 1919

30 a 40 35 20 15000 20 0,15 2087 756 750 1596 1297

< 30 20 20 15000 5 0,00 1895 399 450 685 857

Teniendo en cuenta los resultados anteriores se proponen los siguientes valores de cálculo:

MÓDULO DE ELASTICIDAD DEL MACIZO ROCOSO (MPa)

RMRBÁSICO GRODE, GR y APL EP


> 60 8000 --- 5000 ---

50 a 60 5000 4000 3000 2500

40 a 50 3000 2500 2000 1500

30 a 40 2000 1500 1500 1000

< 30 --- 1000 --- 750



3.13.3.4. Características de las juntas del macizo rocoso

Los parámetros resistentes de las juntas han sido estimados a partir de datos de campo y

de la bibliografía técnica en los mismos materiales. La resistencia a compresión de las

juntas se ha definido a partir de los datos tomados con el esclerómetro de Schmidt en las

estaciones geomecánicas realizadas en el Estudio Geológico-Geotécnico a lo largo de la

traza, variable en general entre 25-40 MPa. Estos valores, obtenidos de afloramientos

rocosos superficiales de mala calidad, deberían considerarse como el límite inferior de la

resistencia en las discontinuidades. Para el mismo EGG también se realizaron medidas de

resistencia en los bancos de la cantera localizada en Rante, que resulta más representativo

de la roca en su estado natural en profundidad. En este emplazamiento se midieron

resistencias en las juntas entre 50 y 65 MPa.

Respecto a la resistencia al corte en las juntas se dispone de resultados de ensayos en los

que resultaron parámetros resistentes muy por encima de 40o. De la investigación del tramo

adyacente se dispone de un ensayo adicional del que se obtuvo un ángulo de fricción de

31o. Este valor se aproxima más al valor de la resistencia básica obtenida de la amplia

bibliografía existente respecto a este parámetro. Para caracterizar la resistencia en las

juntas, se ha adoptado de forma conservadora este último valor de 31o.

3.13.3.5. Resumen de parámetros geotécnicos

En el apartado inicial dedicado a la caracterización del macizo rocoso sano, se concluyó

que la roca de mayor calidad, es decir con índices RMR más altos (mayores de 50), se

corresponden casi completamente al grado de meteorización I-II. En el otro extremo, los

índices RMR más bajos se reconocen sólo con el GM III. Por lo tanto, aunque en los

apartados precedentes se han estado estableciendo las características para todos los

grados de meteorización y de calidad RMR, se ha considerado adecuado unificar la

caracterización de estos materiales teniendo en cuenta el criterio anterior.

De esta manera, los parámetros de cálculo asignados a los dos primeros niveles del índice

RMR (“> 60” y “50-60”) son los obtenidos para el sustrato de grado de meteorización I-II;

para los niveles inferiores del índice RMR (“40-50”, “30-40” y “<30”) serán de aplicación los

correspondientes al GM III.

En las siguientes tablas se resumen los parámetros recomendados.

GRANITOS GRODE, GR Y APL



matriz C (MPa)

mi m s


macizo Qu,MACIZO (MPa)


> 60 65 55 12 3,44 0,0205 7,87 8000

50 a 60 55 55 12 2,41 0,0067 4,51 5000

40 a 50 45 30 12 1,68 0,0022 1,41 2500

30 a 40 35 30 12 1,18 0,0007 0,81 1500

< 30 20 30 12 0,69 0,0001 0,35 1000

EPISIENITA EP



matriz C (MPa)

mi m s


macizo Qu,MACIZO (MPa)


> 60 65 35 12 3,44 0,0205 5,01 5000

50 a 60 55 35 12 2,41 0,0067 2,87 3000

40 a 50 45 20 12 1,68 0,0022 0,94 1500

30 a 40 35 20 12 1,18 0,0007 0,54 1000

< 30 20 20 12 0,69 0,0001 0,23 750

3.13.4. Características del macizo rocoso. Tramo PK 6+150 - Final

3.13.4.1. Clasificación geomecánica del macizo

Para el segundo subtramo considerado en el estudio del macizo rocoso, se ha empleado la

misma metodología descrita para el subtramo anterior. Igualmente se has determinado los

índices RQD, RMR y GSI a partir de los datos de las columnas de los sondeos perforados

en el tramo (Apéndice nº 3 Caracterización Geomecánica del Macizo Rocoso).

En las tablas y gráficos que se siguientes se muestra un resumen de los resultados

obtenidos en los sondeos del proyecto:



VALORES DEL RMR, BÁSICO

Grado de meteorización GM - II

Formación GRODE GR APL

RMR,básico Long (m) % Longitud Long (m) % Longitud Long (m) % Longitud

> 60 44,30 93% 4,20 70%

No se ha encontrado en los

sondeos realizados

50 a 60 2,80 6% 1,80 30%

40 a 50 0,30 1% 0,00 0%

30 a 40 0,00 0% 0,00 0%

< 30 0,00 0% 0,00 0%

47,40 100% 6,00 100%

Grado de meteorización GM - III


RMR,básico Long (m) % Longitud Long (m) % Longitud Long (m) % Longitud

> 60 5,90 14% 0,00 0% 2,00 9%

50 - 60 14,05 33% 6,40 50% 11,80 52%

40-50 11,60 27% 4,35 34% 5,10 22%

30-40 8,90 21% 1,70 13% 3,80 17%

<30 2,20 5% 0,45 3% 0,00 0%

42,65 100% 12,90 100% 22,70 100%

VALORES DEL RQD

Grado de meteorización GM - II


RQD Long (m) % Longitud Long (m) % Longitud Long (m) % Longitud

> 90 38,60 81% 6,00 100%

No se ha encontrado en los

sondeos realizados

50 - 90 8,50 18% 0,00 0%

20 - 50 0,00 0% 0,00 0%

< 20 0,30 1% 0,00 0%

47,40 100% 6,00 100%

Grado de meteorización GM - III


RQD Long (m) % Longitud Long (m) % Longitud Long (m) % Longitud

> 90 9,25 22% 0,00 0% 2,00 9%

50 - 90 16,80 39% 10,75 83% 9,50 42%

20 - 50 7,35 17% 0,00 0% 7,40 33%

< 20 9,25 22% 2,15 17% 3,80 17%

42,65 100% 12,90 100% 22,70 100%

3.13.4.2. Parámetros Resistentes del macizo

Para caracterizar la resistencia del macizo rocoso se utilizarán envolventes de rotura de tipo

Hoek-Brown. Para la obtención de los parámetros “m” y “s” se han empleado las mismas

correlaciones anteriores:

m = mi · exp [(GSI-100)/28]

s = exp [(GSI-100)/9]

La aplicación de estas correlaciones a las diferentes calidades y zonas del macizo rocoso

da lugar a los siguientes resultados:

RESISTENCIA DEL MACIZO ROCOSO. GRODE Y GR CON GM II

RMR,básico GSI de cálculo

Resistencia

compresión roca

matriz Qu (MPa)

mi m s

Resistencia

compresión del

macizo

Qu,macizo (MPa)

> 60 60 30 12 2,88 0,0117 3,25

50 a 60 50 30 12 2,01 0,0039 1,87

40 a 50 40 30 12 1,41 0,0013 1,07

RESISTENCIA DEL MACIZO ROCOSO. GRODE, GR Y APL CON GM III

RMR,básico GSI de cálculo

Resistencia

compresión roca

matriz Qu (MPa)

mi m s

Resistencia

compresión del

macizo

Qu,macizo (MPa)

50 a 60 50 10 12 2,01 0,0039 0,62

40 a 50 40 10 12 1,41 0,0013 0,36

30 a 40 30 10 12 0,99 0,0004 0,20

3.13.4.3. Deformabilidad del macizo rocoso

Para establecer los parámetros deformacionales del macizo rocoso se han seguido los

mismos dos procedimientos descritos para el subtramo anterior; bien a partir de los

resultados de ensayos presiométricos, o bien en base a correlaciones existentes en la

literatura técnica.

Método 1:

En la siguiente tabla se resumen los resultados obtenidos en los ensayos presiométricos

llevados a cabo en la investigación realizada en el Estudio Geológico-Geotécnico.



ENSAYOS PRESIOMÉTRICOS. SUSTRATO GRANÍTICO SANO

Ciclo de Carga Ciclo de Recarga

Sondeo

Profundidad

Presiómetro

(m)

Unidad

Grado

meteorización

GM

RMR,básico Módulo Corte

(MPa)

Módulo.

Presiométrico

(MPa)

Módulo Corte

(MPa)

Módulo.

Presiométrico

(MPa)

SV-706+690

5,10 - 5,70 APL III - 25 59 129 311

11,7 – 12,30 APL III - 19 45 54 129

SV-708+000 22,8 – 23,4 GRODE III 42 86 207 223 534

SV-708+115

5,20 – 5,80 GRODE III 34 128 332 553 1439

13,30 – 13,90 GRODE II 61 210 505 438 1051

SV-709+050

4,30 – 4,90 GRODE III-IV 34 116 278 488 1170

9,20 – 9,80 GRODE III 34 228 547 898 2156

Nota: lo resultados sombreados se consideran anormalmente bajos.

En la tabla también se ha incluido el valor del RMR estimado en torno a la profundidad a la

que se ha realizado el correspondiente ensayo presiométrico, pero no se ha podido

establecer ninguna correlación aceptable.

Método 2:

De acuerdo con la literatura técnica el módulo de elasticidad de la roca matriz puede

considerarse proporcional a su resistencia a compresión. De acuerdo con Deere y Miller

(1967) la constante es proporcionalidad (denominada en adelante MR) varía normalmente

entre 200 y 500. En el apartado anterior dedicado a la deformabilidad de la roca matriz se

obtuvo un valor medio de MR igual a 460 a partir de los ensayos de laboratorio del primer

subtramo. No obstante, para esta otra zona, en la que la calidad de la roca ha resultado en

general inferior, se propone adoptar un valor conservador MR = 300. Con este dato el

módulo de elasticidad de cálculo para la roca intacta (E) sería:

E = 300 · 30 = 9.000 MPa para los granitos con GM-II

E = 300 · 10 = 3.000 MPa para los granitos con GM-III

A partir de estos valores puede establecerse el módulo de deformación del macizo mediante

los procedimientos ya descritos de Singh, la BS 8004 y Hoek & Diedrich. A partir de estos

métodos resultan los siguientes valores de EM:


GRODE Y GR CON GM II

RMR, básico GSI de cálculo

Resistencia compresión

roca matriz Qu (MPa)

Módulo roca matriz E (MPa)

RQD,cálculo (%)

Singh (1999)

Kulhawy (1978)

Priest & Hudson (1976) /

Bieniawski (1989)

Hoek & Diedrich (2006)

> 60 60 30 9000 90 2015 1375 1692 2447

50 a 60 50 30 9000 50 1534 698 536 1322

40 a 50 40 30 9000 10 1311 291 231 692


GRODE, GR y APL CON GM III

RMR, básico GSI de cálculo

Resistencia compresión

roca matriz Qu (MPa)

Módulo roca matriz E (MPa)

RQD,cálculo (%)

Singh (1999)

Kulhawy (1978)

Priest & Hudson (1976) /

Bieniawski (1989)

Hoek & Diedrich (2006)

50 a 60 50 10 3000 50 511 233 179 441

40 a 50 40 10 3000 20 437 151 100 231

30 a 40 30 10 3000 0 404 79 32 132

Teniendo en cuenta los resultados anteriores se propone la adopción de los siguientes

valores de cálculo:

MÓDULO DE ELASTICIDAD DEL MACIZO ROCOSO (MPa)

RMR,básico GRODE y GR con GM-II GRODE,GR y APL con GM-III

> 60 2000 ---

50 a 60 1300 400

40 a 50 500 350

30 a 40 --- 200

3.13.4.4. Características de las juntas del macizo rocoso

Los parámetros resistentes de las juntas han sido estimados a partir de datos de campo y

de la bibliografía técnica en los mismos materiales. La resistencia a compresión de las



juntas se ha definido a partir de los datos tomados con el esclerómetro de Schmidt en las

estaciones del Estudio geológico-Geotécnico, variable entre unos 30 y 50 MPa.

Respecto a la resistencia al corte en las juntas se dispone del resultado del único ensayo

disponible en la investigación específica de este tramo de LAV, del que se obtuvo un ángulo

de fricción de 31˚. En el tramo anterior se dispone de algunos ensayos más de este tipo, en

los que resultaron parámetros resistentes incluso mayores que el indicado. Para

caracterizar la resistencia en las juntas, se ha adoptado de forma conservadora un valor de

la resistencia básica obtenida de la amplia bibliografía existente respecto a este parámetro,

igual a 30.

3.13.4.5. Resumen de parámetros geotécnicos

GRANITOS GRODE Y GR CON GM-II

RMR,

básico

GSI

de

cálculo

Resistencia

compresión

roca matriz Qu

(MPa)

Módulo de

elasticidad

E,macizo

(MPa)

mi m s

Resistencia

compresión

del macizo

Qu,macizo

(MPa)

> 60 60 30 2000 12 2,88 0,0117 3,25

50 a 60 50 30 1300 12 2,01 0,0039 1,87

40 a 50 40 30 500 12 1,41 0,0013 1,07

GRANITOS GRODE, GR Y APL CON GM-III

RMR,

básico

GSI

de

cálculo

Resistencia

compresión

roca matriz Qu

(MPa)

Módulo de

elasticidad

E,macizo

(MPa)

mi m s

Resistencia

compresión

del macizo

Qu,macizo

(MPa)

50 a 60 50 10 400 12 2,01 0,0039 0,31

40 a 50 40 10 350 12 1,41 0,0013 0,18

30 a 40 30 10 200 12 0,99 0,0004 0,10

3.13.5. Utilización

En los materiales rocosos de las formaciones rocosas se dispone de ensayos de resistencia

al desgaste y durabilidad para comprobar su validez para ser empleados como pedraplén

en los rellenos de la plataforma. El análisis de los resultados de estos ensayos se desarrolla

en el Anejo 4 de Procedencia de Materiales, y sus conclusiones son las siguientes:

- Formación GR. Los resultados de los ensayos califican al material como no apto para

ser considerado como pedraplén (índices de Desgaste de los Ángeles

excesivamente altos). Las excavaciones en esta unidad darán por lo tanto un

material tipo todo-uno.

- Formación GRODE. La mayor parte de los resultados (8 ensayos) calificaban al

material como apto para ser considerado como pedraplén.

- Formación APL. Los ensayos confirman que son los mejores materiales para

constituir un pedraplén.

En resumen, de la fracción de roca sana (GM II-III) de mayor resistencia de las formaciones

GRODE y APL se podrá obtener un material tipo pedraplén para la construcción de los

rellenos. De los niveles con mayor grado de meteorización de las mismas formaciones (GM-

III-IV), así como del resto de unidades (GR y EP) se obtendrá un material tipo todo-uno.

3.14. RESUMEN DE LA CARACTERIZACIÓN GEOTÉCNICA DE LOS MATERIALES

En la siguiente tabla se resumen los parámetros que definen la caracterización de las

diferentes formaciones geológico-geotécnicas reconocidas en el tramo y que afectarán al

proyecto, de acuerdo a lo indicado en los apartados precedentes. Se recogen los resultados

medios de los ensayos de identificación y estado disponibles en todas las formaciones y

litologías, y los de compactación y CBR en aquellas de las que se disponen datos. También

se incluyen los resultados de los análisis de los parámetros de resistencia y elásticos de los

materiales.



RESUMEN DE LA CARACTERIZACIÓN GEOTÉCNICA. SUELOS

Parámetro

Formación QFV Formación

QCE

Formación CEdf

Formación Jabres Formación ZH Formación ZBH Sustrato granítico

GM IV Granular Cohesivo Granular Cohesivo

Humedad Natural (%) 14,4 17,9 8,3 10,4 41,8 10,4 15,0 Suelo = 10,0

Roca = 4,6

Suelo = 8,1

Roca = 6,6

Densidad Seca (g/cm3) 1,76 1,69 1,85 1,77 - 1,86 1,86 Suelo = 2,09

Roca = 2,28 Roca = 2,12

Granulometr

ía

Finos (%) 21 61 19 25 55 18 25 12 16

Arena (%) 71 39 79 68 45 78 69 81 74

Grava (%) 8 0 2 6 0 4 6 7 10

Límites de

Atterberg (1)

Límite Líquido 29 (12 NP) 34 (1 NP) 28 36 (4 NP) 56 34 (45 NP) 36 (2 NP) 27 (10 NP)

Límite Plástico 19 (12 NP) 23(1 NP) 21 22 (4 NP) 32 22 (45 NP) 20 (2 NP) 20 (10 NP)

Índice de Plasticidad 10 (12 NP) 10(1 NP) 8 14 (4 NP) 25 12 (45 NP) 17 (2 NP) 7 (10 NP)

Análisis

Químicos

Materia Orgánica (%) 0,59 0,52 0,68 0,27 0,17 0,18 - - 0,11

Carbonatos (%) 0,15 0,20 - - - 0,06 - - -

Sulfatos Solubles (%) 0,02 0,09 0,08 0,07 0,01 0,06 - - 0,06

Ión Sulfato (mg/kg) 72,63 - - - - 100 - - 65

Yesos (%) 0,77 1,27 - 0,65 - 0,61 - - 0,29

Sales Solubles (%) 0,07 0,11 - 0,11 - 0,10 - - 0,07

Ensayo

Proctor

Modificado

Densidad máxima

(g/cm3)

2,05 2,05 2,01 1,81 1,99 - - 2,00

Humedad óptima (%) 8,1 8,2 8,9 13,2 9,5 - - 9,0

CBR Índice (al 95% Dmáx) 17 40 17 2 31 - - 42

Hinchamiento (%) 1,4 0,2 1,2 6,4 0,2 - - 0,3

Resistencia

al Corte

c’ (kPa) 0 10 10

Densos y Muy Densos;

25kPa

‘Flojos’; 2,5kPa

Relleno; 20kPa

30 25 50

ϕ’ (o) 30 32 32


35

‘Flojos’; 28

Relleno; 33

Muy Densos; 42

Densos y Med.

Densos;27

38 35 - 38

Módulo Elasticidad (MPa)

Flojos; 5 MPa

Medianamente densos; 15

MPa

25 25


80MPa

Med. Densos; 20MPa


45MPa

Med. Densos; 15MPa

z < 60m = 200

z > 60m = 400

Mesón de Calvos

70MPa

Resto; 200MPa

(1) NP = Número de muestras que resultan No Plásticas



RESUMEN DE LA CARACTERIZACIÓN GEOTÉCNICA. SUSTRATO GRANÍTICO

Parámetro

Sustrato granítico. Tramo Inicio – 6+150 Sustrato granítico. Tramo 6+150 - Final

GRODE, GR Y APL

GM I-III

EP

GM II-III GM III GM II

Humedad Natural (%) < 1,0 < 1,0 2,4 0,7

Densidad Seca (g/cm3) GM I-II = 2,61 a 2,58

GM III = 2,61 a 2,49

GM II = 2,57

GM III = 2,51 2,39 2,55

Módulo Elasticidad (MPa)

RMRBÁSICO EM

>60 8000

50-60 5000

40-50 2500

30-40 1500

<30 1000

RMRBÁSICO EM

>60 5000

50-60 3000

40-50 1500

30-40 1000

<30 750

RMRBÁSICO EM

50-60 400

40-50 350

30-40 200

RMRBÁSICO EM

>60 2000

50-60 1300

40-50 500

Resistencia Compresión Simple

(MPa)

(Roca Matriz)

GM I-II = 50

GM III = 30

GM II = 35

GM III = 20 10 30

Parámetros

Modelo

Hoek

(macizo

rocoso)

mi 12 12 12 12

m

RMRBÁSICO m

>60 3,44

50-60 2,41

40-50 1,68

30-40 1,18

<30 0,69

RMRBÁSICO m

>60 3,44

50-60 2,41

40-50 1,68

30-40 1,18

<30 0,69

RMRBÁSICO m

50-60 2,01

40-50 1,41

30-40 0,99

RMRBÁSICO m

>60 2,88

50-60 2,01

40-50 1,41

S

RMRBÁSICO s

>60 0,0205

50-60 0,0067

40-50 0,0022

30-40 0,0007

<30 0,0001

RMRBÁSICO s

>60 0,0205

50-60 0,0067

40-50 0,0022

30-40 0,0007

<30 0,0001

RMRBÁSICO s

50-60 0,0039

40-50 0,0013

30-40 0,0004

RMRBÁSICO s

>60 0,0117

50-60 0,0039

40-50 0,0013



4. NIVEL FREÁTICO

En el Anejo Nº 3 Geología se detallan los antecedentes del proyecto respecto a su

hidrogeología, las características hidrogeológicas generales de la zona de estudio, las

distintas características y unidades hidrogeológicas diferenciadas en el tramo desde el

punto de vista hidrogeológico, el modelo de funcionamiento hidrogeológico, los datos

hidrogeológicos obtenidos y utilizados para caracterizar los materiales y situar la posición

del nivel freático, y se indican las posibles afecciones siempre desde un punto de vista

hidrogeológico . Con todos estos datos se ha interpretado el nivel de agua en los perfiles

longitudinales geológico-geotécnicos que se presentan en el apartado de Figuras de este

anejo.

De forma abreviada hay que indicar que aunque a escala regional el zócalo granítico sobre

el que se asienta el proyecto se puede considerar casi impermeable, a escala local y de

proyecto, se ha comprobado la existencia de pequeños acuíferos superficiales, de poco

espesor, discontinuos y aislados, que presentan una morfología epidérmica y se desarrollan

sobre suelos cuaternarios y en la montera de alteración superficial del sustrato granítico.

Estos acuíferos tienen un espesor variable en función de la profundidad a la que llega a

impermeabilizarse el terreno, aunque en general es pequeño. Las características

geométricas e hidrogeológicas de estos acuíferos varían notablemente entre puntos

cercanos en función del espesor y naturaleza de los suelos, perfil de meteorización y del

grado de fracturación del sustrato rocoso, tipo de relieve, etc. Pueden presentar una

elevada permeabilidad primaria y en periodos muy lluviosos algunas zonas de vaguada

donde existen estos acuíferos, pueden llegar a saturarse, formándose una lámina de agua

en superficie. Son explotados mediante pozos tradicionales artesanos de escasa

profundidad cuya finalidad es el abastecimiento de viviendas, granjas, huertas, etc. A

menudo estos pozos están en desuso. Ocasionalmente también existen pozos de barrena

de mayor profundidad pero de baja productividad.

Además de estos acuíferos, el macizo rocoso considerado de forma general como

impermeable, presenta zonas más fracturadas que presentan una cierta permeabilidad

secundaria por fracturación en general muy localizada y reducida. Su recarga se produce a

través de los acuíferos superficiales descritos anteriormente y se comportan como un

acuicludo. Otro tipo de material existente en el macizo rocoso son los niveles de brechas

hidráulicas que presentan una cierta permeabilidad primaria y pueden llegar a formar

pequeños acuíferos semiconfinados, si bien en el tramo no se han observado indicios de su

existencia. Estos dos últimos tipos de material sólo pueden afectar al proyecto en la zona

del túnel de Rante.

El nivel de agua detectado en la investigación mecánica (sondeos y catas) y en los pozos

inventariados en el tramo corresponde a los acuíferos superficiales descritos en primer

lugar. En los perfiles geológico-geotécnicos que se presentan en este anejo se representa el

nivel de agua como una línea continua, pero este dato debe interpretarse teniendo en

cuenta el tipo de terreno sobre el que se representa; en suelos será un nivel continuo y

somero (entre 3-4 metros de profundidad, hasta superficie) que en algunos casos se asocia

a una presencia importante de agua (formación QFV); mientras que cuando se dibuja sobre

el sustrato rocoso el nivel freático es más errático y está más profundo, con una cantidad de

agua en el terreno muy reducida que en zonas llega a ser prácticamente nula.

Con la interpretación realizada, el nivel de agua quedará por encima del fondo de las

excavaciones (túneles, fondo de desmonte y fondo de excavación para cimentaciones,

sustituciones y saneos) o muy próximo a ellas (del orden de un metro por debajo) en buena

parte del tramo. Concretamente en las siguientes zonas del proyecto:

- Sustituciones, saneos y cimentaciones del entorno del arroyo estacional de

Taboadela (PPKK 0+110 – 0+680) y de la zona encharcable entre los PPKK 0+840 –

PK 0+940.



- Cimentaciones del paso inferior PI–0.7 (PK 0+655).

- Desmonte PK 1+040 a PK 1+420.

- Cimentaciones de los apoyos de la parte central del viaducto sobre el río Mesón do

Calvos (PK 1+700) y sobre el regueiro San Benito (PK 2+540).

- Desmontes de los emboquilles y todo el túnel de Rante (PPKK 2+630 – 6+100) y sus

galerías.

- Cimentaciones del viaducto más próximas al cauce del río Barbaña.

- Desde aproximadamente el punto kilométrico 8+100 hasta el 8+650, entre los que la

traza discurre primero en desmonte y luego con el túnel de Curuxeirán.

En el resto del tramo el nivel de agua se situará muy por debajo de la cota de la rasante.

Los datos anteriores indican que en el tramo existen dos tipos de situaciones principales en

relación al agua subterránea que tienen influencia para este proyecto y para las que ha sido

necesario adoptar medidas correctoras.

- Zonas de valle rellenas de depósitos arenosos de fondo de vaguada (formación QFV).

Normalmente la traza se ha proyectado mediante rellenos de altura variable o mediante

viaductos. En las zonas del tramo donde el nivel freático está muy somero y en épocas

lluviosas se ha observado que son potencialmente inundables ya que presentan drenaje

superficial deficiente. Se han localizado dos zonas de estas características (PPKK

0+100-0+680, 0+840-0+940 y 7+660-7+750) donde la vía discurre en relleno y en las

que para la construcción de los rellenos se ha recomendado que se considere un

cimiento en condiciones de saturación.

- Zonas de fondo de desmonte de altura significativa y nuevo túnel de Rante y sus

galerías, incluidas la mayor parte de sus boquillas. En el primer caso mediante un dren

longitudinal profundo se abatirá el nivel freático por debajo del pie de talud y de la

plataforma. En relación a los túneles, se debe considerar drenante a un túnel excavado

en un macizo rocoso fracturado del tipo del existente y con el método constructivo

proyectado. Según el estudio EH2 el caudal drenado del macizo rocoso por la

construcción del túnel será muy pequeño (unos 8 l/s, que equivale a 0,015 l/s por metro

de túnel) por lo que no será necesario la toma de ninguna medida impermeabilizadora

especial con carácter general, pudiendo recogerse el agua sin problemas con el sistema

de drenaje del túnel. Se proponen dos posibles tipos de medidas por si los caudales

fuesen mucho mayores de los esperables: medidas compensatorias económicas o para

el recrecimiento de los pozos cuando se vean afectados; y la realización dentro del túnel

de coronas de inyecciones en zonas localizadas (brechificación hidráulica, alta

fracturación, etc.) donde apareciesen los principales flujos de agua.

Otro tipo de afección directa del proyecto al medio hidrogeológico corresponde a la

destrucción de algunos pozos que están situados en la zona de ocupación de la futura

plataforma. Uno de ellos, es un pozo de barrena que se sitúa justo sobre el túnel de Rante y

se sellará para evitar que actúe como un dren del agua subterránea hacia el túnel.

Para determinar la agresividad del agua subterránea al hormigón, se han realizado análisis

químicos sobre muestras de agua tomadas de los sondeos, para la realización de los

ensayos de agresividad del agua al hormigón de acuerdo con lo especificado en la EHE.

Todas las muestras corresponden al Estudio Geológico-Geotécnico, excepto una tomada de

un sondeo del Estudio Informativo.

Los resultados obtenidos se han comparado con los límites establecidos por la EHE, en

base a los cuales se determina el tipo de exposición a considerar. En la siguiente tabla se

indican los distintos grados de agresividad contemplados en la norma y los resultados

obtenidos con cada muestra. Se han señalado los valores que dan algún grado de

agresividad:



ENSAYOS DE AGRESIVIDAD DEL AGUA SUBTERRÁNEA

PARÁMETRO

SONDEO

Situación Profundidad

(m) pH

Amonio NH4

+ (mg/l)

Sulfato SO4

2- (mg/l)

Residuo seco (mg/l)

Magnesio Mg2

+ (mg/l)

CO2 (mg/l)

Evaluación P.K.

Distancia al Eje

SE-700+170 EG 0+149 9 m BI

1,3 6,8 0,2 17,3 247 3,3 8,8 NO

AGRESIVA

SV-700+600 EG 0+600 39 m BI 1,0 6,6 0,2 12,0 117 1,5 7,9 DÉBIL, Qa

S-701+720 EI 1+079 187 m BI 1,9 6,2 1,4 64,0 158 22,3 49,5 MEDIO, Qb

ST-701+240 EG 1+178 233 m BI 4,7 6,8 0,3 9,3 103 2,1 18,5 DÉBIL, Qa

ST-701+400 EG 1+320 267 m BI

4,6 6,8 0,5 45,4 350 6,9 7,0 NO

AGRESIVA

ST-701+540 EG 1+458 319 m BI

5,3 6,6 0,4 36,9 279 4,5 9,7 NO

AGRESIVA

ST-701+630 EG 1+549 346 m BI

2,2 7,1 0,0 36,3 279 5,4 7,0 NO

AGRESIVA

ST-701+680 EG 1+586 407 m BI

0,7 6,9 0,0 17,1 252 3,5 9,7 NO

AGRESIVA

ST-701+760 EG 1+674 381 m BI

6,3 7,1 0,0 19,3 210 8,1 7,0 NO

AGRESIVA

ST-701+880 EG 1+812 418 m BI

1,8 6,9 0,3 18,8 217 3,1 7,0 NO

AGRESIVA

ST-702+420 EG 2+398 383 m BI

18,2 7,1 1,4 10,3 185 6,4 7,0 NO

AGRESIVA

ST-703+010 EG 2+901 314 m BI 4,7 6,4 1,1 7,7 122 2,4 15,8 DÉBIL, Qa

ST-703+370 EG 3+238 231 m BI 1,8 6,8 0,1 25,0 185 6,5 18,5 DÉBIL, Qa

ST-706+100 EG 5+806 36 m BI

25,0 6,9 0,8 17,0 240 6,2 7,9 NO

AGRESIVA

SV-706+515 EG 6+227 EJE 11,8 6,1 0,1 12,3 116 1,9 27,3 DÉBIL, Qa

SV-706+625 EG 6+324 8 m BI 10,1 6,8 0,0 15,5 123 3,4 9,7 DÉBIL, Qa

S-705+990 EI 6+368 46 m BD 4,2 6,9 1,2 58,0 200 25,5 58,3 MEDIO, Qb

SV-706+690 EG 6+395 3 m BD 4,3 6,1 0,0 13,3 110 1,5 22,0 DÉBIL, Qa

SV-706+790 EG 6+497 1 m BI 5,2 5,6 0,1 10,5 68 1,4 29,0 MEDIO, Qb

SD-706+995 EG 6+698 9 m BI 12,9 5,9 0,5 6,3 84 0,9 26,4 DÉBIL, Qa

SE-707+315 EG 7+015 14 m BI 1,4 6,8 4,0 10,0 161 0,7 10,6 NO

AGRESIVA

SD-707+750 EG 7+397 5 m BD 6,5 5,1 0,1 74,5 456 19,5 38,7 MEDIO, Qb

SV-708+000 EG 7+688 7 m BD 2,6 5,9 0,4 10,0 81 2,9 21,1 DÉBIL, Qa

SE-708+460 EG 8+150 9 m BD 2,0 6,7 0,0 3,7 119 1,5 15,0 DÉBIL, Qa

SV-709+500 EG 9+201 14 m BI 7,2 6,0 0,0 14,6 116 1,9 22,9 DÉBIL, Qa

RESULTADO MEDIO 6,4 0,6 22,0 158 6,1 23,1 DÉBIL, Qa

GRADO DE AGRESIVIDA

D (EHE)

NO AGRESIVA

>6,5 <15 <200 >150 <300 <15

DÉBIL, Qa 6,5-5,5 15-30 200-600 150-75 300-1.000 15-40

MEDIO, Qb 5,5-4,5 30-60 600-3.000 75-50 1.000-3.000 40-100

FUERTE, Qc <4,5 >60 > 3.000 < 50 >3000 > 100

Sondeos alejados más de 250m de la traza (8 sondeos)

Sin contar los sondeos señalados como más alejados del tramo, en total se han ensayado

17 muestras, de las que 3 han resultado No Agresivas, 10 se han clasificado con grado

Débil de agresividad (Qa) y 4 con grado Medio (Qb). La clasificación de algún grado de

agresividad siempre ha estado motivada por alguno de estos tres parámetros; pH, Residuo

Seco y CO2 disuelto. El ataque que provocan estos parámetros no afecta de forma directa al

acero estructural y tampoco implica la necesidad de empleo de cemento sulforresistente.

Igualmente sin contar las muestras extraídas en los sondeos más alejados del tramo, la

muestra ‘mezcla’ que resultaría observando el valor medio para cada uno de los parámetros

analizados, se clasificaría como grado de agresividad Débil Qa por el contenido de CO2 y

pH y prácticamente igual a Qa de acuerdo al otro parámetro (Residuo Seco).

En resumen, se va a recomendar que se considere con carácter general un grado Débil Qa

de agresividad del agua al hormigón para todas las estructuras que se encuentren en

contacto con el agua, incluidos los túneles.

5. SISMICIDAD

En el apartado de Sismicidad del Anejo Nº 3 Geología se indica que el área de proyecto

está caracterizada por los siguientes valores de la aceleración sísmica básica ab y del

coeficiente de contribución K:

ab = 0,04 x g

K = 1,0

En donde “g” es el valor de la aceleración de la gravedad. Por resultar el valor de la

aceleración sísmica básica igual al límite de aplicación de 0,04g, es necesario considerar la

acción sísmica como una acción de cálculo tanto en desmontes y rellenos, como de las

estructuras.



Clasificación del terreno

De acuerdo a la norma NCSE-02 se ha clasificado el terreno donde se apoyarán las

distintas unidades de obra con los criterios que aparecen en el apartado 2.4 de dicha norma

y que se resumen en la siguiente tabla.

CLASIFICACIÓN SÍSMICA DEL TERRENO

Características Geotécnicas Tipos de Terreno Coeficiente C

Roca compacta, suelo cementado o granular muy

denso I 1,0

Roca muy fracturada, suelos granulares densos o cohesivos

duros II 1,3

Suelo granular de compacidad media o cohesivo firme a muy

firme III 1,6

Suelo granular suelto o cohesivo blando

IV 2,0

Aceleración de cálculo (aC)

Según la "Norma de Construcción Sismorresistente: Parte General y de Edificación (NCSE-

02)", la aceleración de cálculo está determinada por la siguiente expresión:

bc aSa

donde:

ac Aceleración de cálculo

ab = 0,04·g Aceleración Básica

= 1,3 Coeficiente adimensional de riesgo

S Coeficiente de amplificación del terreno, que para ·ab 0,1g es

251,

CS

El coeficiente adimensional de riesgo () es igual a 1,3 ya que las distintas unidades de obra

se consideran como construcción de importancia especial.

Según los tipos de terreno indicados anteriormente se tienen las siguientes aceleraciones

de cálculo:

Terreno tipo I: ac = 0,042·g m/s2

Terreno tipo II: ac = 0,054·g m/s2

Terreno tipo III: ac = 0,067·g m/s2

Terreno tipo IV: ac = 0,083·g m/s2

En los cálculos de desmontes, rellenos y estructuras se considerará la acción sísmica como

una acción de cálculo con los valores indicados en el párrafo anterior según el tipo de

terreno.

6. GEOTECNIA DE LAS OBRAS DE TIERRA

6.1. CAPA DE FORMA

El material de la capa de forma procederá de la cantera C-6 que dista 27 km del Tramo 1 y

18 km del Tramo 2, ya que los materiales procedentes de las excavaciones del tramo no

tienen la calidad suficiente para esta unidad.

La coronación de los rellenos, tanto tipo terraplén como pedraplén, se construirá con un

material con contenido de finos inferior al 40% y límite líquido inferior a 40. El fondo de los

desmontes quedará fundamentalmente en jabre, que en general tendrá un contenido de

finos menor del 40%, pero mayor del 15%, y límite líquido igualmente inferior a 40. Para las

capas de sustitución de fondo de desmontes en rellenos antrópicos, se empleará

igualmente un material tipo suelo con las mismas características anteriores. En estas

condiciones se dispondría una capa de forma de 60 cm de espesor.



Por otro lado, en el tramo comprendido entre el estribo E-2 del viaducto regueiro San Benito

y el comienzo del desmonte que da acceso a la boquilla del túnel de Rante, se saneará un

posible deslizamiento de suelos flojos. El material de sustitución del saneo y del relleno en

toda su altura hasta la cota teórica de la capa de forma bajo el subbalasto, será el

específico de la cuña de transición, material tratado con cemento tipo MT. En el tramo en

desmonte hasta el comienzo del túnel artificial, parte del fondo del desmonte quedará en

suelos flojos a sanear, jabre y en la parte final en roca que en principio no precisaría la

disposición de capa de forma una vez regularizada con hormigón. Sin embargo tanto en el

tramo en suelos, incluido el saneo, y la zona en roca se construirá una capa de forma con el

mismo material tratado con cemento del relleno anterior y un espesor de 60 cm, para

mantener la rigidez de la vía dentro de parámetros adecuados, puesto que en caso contrario

la disposición de materiales bajo la plataforma con distinta rigidez en un tramo de poca

longitud, produciría indeseables efectos dinámicos sobre la superestructura que incrementa

su deterioro y afecta al confort de la rodadura. En otros tramos en los que igualmente el

fondo de desmonte quedará en roca, también se ha proyectado una capa de forma de 60

cm para dar continuidad.

En las secciones de los viaductos la vía en balasto se coloca directamente sobre hormigón

y en el túnel se ha proyectado vía en placa, por lo tanto no se dispone capa de forma.

6.2. COEFICIENTES DE PASO Y ESPONJAMIENTO

Resumen de necesidades y procedencia de materiales

La mayor parte de los materiales que se excavarán en el tramo de proyecto son materiales

tipo suelo procedentes del manto de alteración del sustrato rocoso, con los que se podrán

construir rellenos tipo terraplén y el sustrato rocoso (formaciones graníticas GR y GRODE

fundamentalmente) que se excave fundamentalmente en el túnel de Rante. Del material

rocoso sano se podrá obtener un material tipo pedraplén y en menor proporción materiales

tipo todo-uno. Este material tras su machaqueo también se podrá utilizar en otras unidades

de obra tales como rellenos localizados, recubrimiento de túneles artificiales, suelo

seleccionado, coronación de relleno y cimiento en condiciones de posible saturación, etc.

Por otro lado, una pequeña parte de las tierras que se excavan corresponden a rellenos

vertidos de diferentes orígenes que se retirarán a zona de relleno de sobrantes.

También se llevará a vertedero el material que se excave de la mina de la OD-8.69, ya que

resultará una mezcla heterogénea (y de estabilidad dudosa) de suelo natural, relleno tipo

pedraplén y lechada del jet-grouting con el que se trata el terreno.

Hay que señalar en este punto que el estudio del movimiento de tierras (Anejo 10) se ha

realizado con la hipótesis de que la construcción del tramo de Proyecto Taboadela-Seixalbo

se dividirá en dos subtramos separados; Taboadela-Túnel de Rante (Tramo 1) y Túnel de

Rante - Seixalbo (Tramo 2). El primer tramo corresponde a la parte inicial del trazado hasta

el P.K. 6+140, que es un punto situado entre la boca de salida del túnel de Rante y el inicio

del viaducto sobre el río Barbaña. El segundo subtramo continúa entre dicho punto

kilométrico (6+140) hasta el final del tramo.

Entre otras consecuencias, esta hipótesis de trabajo ha sugerido el análisis por separado de

los coeficientes de paso de los materiales tipo suelo más frecuentes (jabres).

Coeficiente de paso de desmonte a relleno. Suelos

En los desmontes de la traza se excavará fundamentalmente el manto de alteración del

sustrato granítico, es decir, las diferentes formaciones de jabres reconocidas. Para estos

materiales se han diferenciado los dos subtramos señalados anteriormente. En menor

medida se excavarán otros suelos cuaternarios y terciarios pertenecientes a las formaciones

QCE y CEDF.



En los materiales tipo suelo los coeficientes de paso se han obtenido como cociente entre la

densidad seca "in situ" y la densidad de referencia recomendada para su puesta en obra. La

densidad para la puesta en obra de los materiales tipo terraplén en núcleo de relleno será

del 95% de la máxima densidad seca obtenida en el ensayo Proctor Modificado. Los

materiales terciarios de la formación CEDF sólo se podrían emplear en la construcción de

caminos, en los que la densidad de puesta en obra será igualmente del 95%.

COEFICIENTES DE PASO EN SUELOS

Formación Densidad

Seca (g/cm3)

Densidad Máxima Proctor

Modificado DMÁX PM (g/cm3)

95% DMÁX PM

(g/cm3)

Coeficiente de Paso

(a terraplén)

Jabres Tramo 1 1,88 2,00 1,90 ≈ 1,00

Jabres Tramo 2 1,82 1,98 1,88 0,97

Formación CEDF 1,77 2,01 1,91 0,93

Coeficiente de paso de desmonte o túnel a relleno. Pedraplén y material de

machaqueo

Las excavaciones que se hagan en el sustrato rocoso sano de las formaciones GRODE y APL

(meteorización grado II y III), tanto en desmonte como en el túnel, aportarán material de

calidad para la formación de rellenos tipo pedraplén.

Al material que forme parte de los rellenos tipo pedraplén se le exigirá, para su puesta en

obra, una porosidad del 20%. Con esta exigencia el coeficiente de paso será igual a 1,00 /

0,80 = 1,25.

Parte del material rocoso granítico que se extraiga de los desmontes y túnel del tramo se

machacará y tratará, si es necesario, mezclándolo con jabre para su empleo como

coronación de relleno. La densidad de referencia para la puesta en obra en coronación se

ha considerado el 100% de la máxima densidad seca del ensayo Proctor Modificado. No se

disponen de ensayos Proctor Modificado en estos materiales, por lo que se ha tomado un

valor estimado igual a 2,15 g/cm3. Para el valor de la densidad media del granito sano de

2,60 g/cm3, el coeficiente de paso de material tipo pedraplén a material para coronación es

el siguiente:

Densidad seca (valor medio) = 2,60 g/cm3

Densidad seca máxima (PM) (estimado) = 2,15 g/cm3

100% Dmáx PM = 2,15 g/cm3

Coeficiente de paso (coronación) = 2,60 / 2,15 ≈ 1,20

Para otras unidades en las que se podrá emplear el material tipo pedraplén tras su

machaqueo, como son rellenos localizados, recubrimiento de túneles artificiales, suelo

seleccionado y cimiento en condiciones de posible saturación; la densidad de referencia

para la puesta en obra es el 95%, por lo que se ha tomado un valor igual a 2,05 g/cm3. Con

el valor de densidad indicado para el granito de 2,60 g/cm3, el coeficiente de paso de

material tipo pedraplén a material para otras unidades distinta de la coronación, es el

siguiente:

Densidad seca (valor medio) = 2,60 g/cm3

Densidad seca máxima (PM) (estimado) = 2,15 g/cm3

95% Dmáx PM = 2,05 g/cm3

Coeficiente de paso (otras unidades) = 2,60 / 2,05 ≈ 1,25

Coeficiente de paso de desmonte o túnel a relleno. Todo uno

En las formaciones rocosas menos resistentes o alteradas, formaciones GR, EP y ZBH, y

parte del sustrato rocoso granítico que se excave en los desmontes de la traza y en el túnel

tendrán un grado de alteración intermedio entre la roca sana y el suelo residual (jabre). Con

estos materiales se podrán construir rellenos tipo todo uno.



Al material que forme parte de los rellenos tipo todo uno se le exigirá, para su puesta en

obra, una porosidad del 15%. Con esta exigencia el coeficiente de paso será igual a 1,00 /

0,85 = 1,18.

Coeficiente de esponjamiento de desmonte a zona de relleno de sobrantes. Suelos

El excedente de material tipo terraplén que se retire a zona de relleno de sobrantes será

simplemente vertido y se estima que se queda con una densidad equivalente a un grado de

compactación del 80%.

COEFICIENTES DE ESPONJAMIENTO EN SUELOS

Formación

Densidad

Seca

(g/cm3)

Densidad

Máxima

Proctor

Modificado

DMÁX PM

(g/cm3)

80% DMÁX

PM

(g/cm3)

Coeficiente de

Esponjamiento

(a zona de relleno de

sobrantes)

Jabres Tramo 1 1,88 2,00 1,60 1,18

Jabres Tramo 2 1,88 2,01 1,60 1,18

Formación CEDF 1,77 2,01 1,60 1,10

Coeficiente de esponjamiento de desmonte o túnel a zona de relleno de sobrantes.

Rocas

El excedente de material tipo roca que se retire a zona de relleno de sobrantes será

simplemente vertido y se estima que se quedará con una porosidad del orden del 25%. Con

esta exigencia el coeficiente de paso será igual a 1,00 / 0,75 ≈ 1,35.

Coeficiente de esponjamiento de otros materiales a zona de relleno de sobrantes

A lo largo del tramo se han reconocido en varios puntos rellenos ligeramente compactados

de las plataformas de un camino y una carretera (RP). La parte de estos rellenos que se

excavan en el apoyo de los rellenos se retirará a zona de relleno de sobrantes.

Con carácter general se puede asignar un coeficiente de esponjamiento de 1,00 ya que el

grado de compactación de estos materiales es muy ligero y se verterán en casi las mismas

condiciones.

Resumen de coeficientes de paso y esponjamiento

En el siguiente cuadro se resumen los coeficientes de paso y esponjamiento que se

recomienda utilizar en el análisis del movimiento de tierras del tramo.

RESUMEN DE COEFICIENTES DE PASO Y ESPONJAMIENTO

Tipo de material

Utilización del material

Relleno Plataforma Otras unidades

de obra Zona de relleno

de sobrantes Núcleo y Cimiento

Coronación

Sustrato Rocoso Sano (GM II-III)

de las formaciones GRODE y APL 1,25 (Pedraplén)

1,20 (Machaqueo)

1,25 (Machaqueo)

1,35

Sustrato Rocoso Meteorizado (GM IV) de las formaciones

GRODE y APL Formaciones GR, EP y ZBH

1,18 (Todo uno) - - 1,35

Jabres Tramo 1 1,00 (Terraplén) - - 1,18

Jabres Tramo 2 0,97 (Terraplén) - - 1,15

Formación CEDF 0,93 (Terraplén) - - 1,10

Rellenos antrópicos - - - 1,00

Excavación de OD-8.69 - - - 1,25

6.3. DESMONTES

6.3.1. General

En el tramo se han proyectado 10 desmontes, cuatro de los cuales corresponden a las

boquillas de acceso a los túneles de Rante y Curuxeirán, con alturas máximas medidas en

el eje muy variables comprendidas entre un metro y hasta 18,0 m, que en los bordes



alcanzan los 26,0-27,0 m, principalmente en los taludes provisionales de las boquillas. Además en los desmontes frontales correspondientes al túnel de Rante las alturas máximas son de hasta 25,0 m. En la segunda mitad del tramo, al discurrir en su mayoría contiguo a la plataforma del ferrocarril existente la mayor parte de los desmontes corresponden a retranqueos de los actuales y sólo existe talud en el borde derecho. Los desmontes se excavarán en materiales tipo roca de los granitos de Ourense y Allariz (GRODE y GR) con distinto grado de meteorización y los suelos de alteración del sustrato de las formaciones de jabre (SGRODE y SGR). También se escavarán en un desmonte los suelos de la formación CEDF. En el eje se ha contabilizado una longitud total en desmonte de 1.804 m, aproximadamente el 20% de la longitud de la traza. En el siguiente cuadro se indican las alturas y longitudes de los desmontes del tramo.

Altura máxima en alguna

zona

(m)

Número de Desmontes Longitud en el eje

(m)

< 5 2 90

5-10 2 119

10-15 3 1.210

>15 3 385

Los desmontes se han proyectado con taludes variables en función del material a excavar y

la geometría adoptada:

Desmontes en materiales de alteración del sustrato rocoso tipo jabre y suelos

terciario-cuaternario con talud general 1(H):1(V) y 3(H):2(V) respectivamente, y con

el 2(H):1(V) en el metro superior de coronación en ambos casos. Con las

excepciones: en el desmonte D-2 de poca altura y el material tipo jabre algo más

alterado, se ha reducido la pendiente en toda la altura al 2(H):1(V) y en el desmonte

D-5 donde se ha reconocido un material tipo jabre alterado, que se ha interpretado

como resultado de la influencia del túnel de Aspera sobre el que se cruza, se ha

reducido la pendiente 1(H):1(V) en la zona de influencia al 3(H):2(V), manteniendo el

2(H):1(V) en coronación.

Desmontes en el macizo granítico con talud general 2(H):3(V) y 2(H):1(V) en el metro

superior de coronación. En el desmonte D-4 con un espesor considerable de jabre el

talud en coronación se ha podido proyectar con talud 1(H):1(V) en los cuatro metros

superiores.

En las boquillas del túnel de Rante en los taludes frontales de las boquillas se ha

proyectado el 1(H):5(V) en los 17 m inferiores y 3(H):2(V) por encima hasta terreno

natural.

En las boquillas del túnel de Curuxeirán en el talud frontal de la boquilla sur se ha

proyectado el 1(H):3(V) en los 15 m inferiores y 1(H):1(V) por encima hasta terreno

natural. En la boquilla norte el talud se ha verticalizado al 1(H):5(V) en los 13 m

inferiores y se ha mantenido el 1(H):1(V) por encima.

En los taludes anteriores no se incluyen los taludes laterales provisionales de las

excavaciones para la construcción de los túneles artificiales, con pendientes que varían

entre el 1(H):5(V) y 1(H):1(V), ni los taludes provisionales de las excavaciones para la

construcción de varios muros claveteados que se han proyectado para reducir la ocupación

de las excavaciones. En estos casos la pendiente varía entre el 1(H):3(V) y vertical, en

función de la estabilidad global del desmonte y como se ha indicado, de las limitaciones de

ocupación.

El análisis de la estabilidad de los taludes frontales de las boquillas de los túneles y los

laterales provisionales se realiza en los siguientes apartados de este anejo, mientras que la

descripción de los mismos se realiza en el Anejo 12 Túneles. Como desmontes singulares

también se analizan los correspondientes a las boquillas de salida de las tres galerías de

emergencia proyectadas en el túnel de Rante.



En el inventario de taludes realizado en el Estudio Geológico-Geotécnico y el realizado en el

Proyecto, se han observado en general unas condiciones de estabilidad buenas en los

excavados en el macizo granítico, con taludes secos, alturas máximas algo inferiores a las

proyectadas y pendientes superiores, aunque con inestabilidades en zonas puntuales y de

dimensiones reducidas. La trinchera del ferrocarril actual Zamora-Ourense y los taludes de

las carreteras próximas al tramo, han sido el principal punto de observación de los

desmontes existentes y donde se han realizado un mayor número de fichas del inventario

de taludes.

En el último apartado dedicado a los desmontes se presenta un cuadro resumen con la

información más relevante de los desmontes del tramo.

6.3.2. Criterios de diseño

Para el diseño de los taludes se ha analizado, en cada desmonte, los siguientes aspectos

geotécnicos, con los datos disponibles del EGG y los nuevos tomados para el Proyecto, que

en el caso de los taludes en roca se han ampliado con la toma de nuevos datos

estructurales en estaciones geomecánicas y la ampliación del inventario de taludes.

Naturaleza y resistencia de los materiales.

Estructura de los materiales, especialmente del macizo rocoso.

Existencia de niveles de agua.

Observación del comportamiento real de taludes próximos.

Excavabilidad del material.

Geometría del desmonte.

Estabilidad general y local de cada talud.

Posible utilización del material excavado.

Material que queda en fondo de desmonte.

Del análisis de los aspectos anteriores, en cada desmonte, se han obtenido los siguientes

condicionantes generales.

En la primera mitad del tramo, hasta el túnel de Rante, el nivel de agua se ha

detectado en la investigación realizada por encima del fondo de excavación. Aunque

en los taludes inventariados no se ha observado fluencia de agua, durante la

excavación de los desmontes del tramo se cortará el nivel freático epidérmico,

característico del manto de alteración del sustrato rocoso y los suelos de jabre. Este

nivel se abatirá de forma casi inmediata a la vez que se realice la excavación y

mediante la instalación de un dren profundo y en alguna zona elementos de drenaje

longitudinal. Sin embargo, en la segunda mitad del tramo con carácter general el

nivel de agua se ha detectado en la investigación realizada por debajo del fondo de

excavación, con lo que los desmontes se excavarán en seco. Únicamente en los

sondeos perforados en la zona del túnel de Curuxeirán, ST-8+440 y ST-8+520, se ha

reconocido el nivel de agua por encima de la cota de excavación en el sustrato

rocoso. También se ha reconocido el nivel de agua muy próximo a la superficie en

distintas zonas asociado a los depósitos de suelos cuaternarios y de alteración del

granito.

La resistencia de los materiales se ha estimado que es suficientemente alta para la

altura de los desmontes que en ellos se van a excavar.

La altura de desmonte no es excesivamente grande; en los principales desmontes

definitivos se superan los 10 m de altura máxima en el eje y sólo en los bordes de las

boquillas en taludes provisionales se alcanzan los 26-27 m, además de los taludes

frontales correspondientes a los túneles artificiales.

La estructura del macizo rocoso es muy variable típica de un macizo granítico

fracturado, en el que se han observado juntas con buzamientos subverticales y en

menor proporción y más dispersas discontinuidades subhorizontales.

Los depósitos de suelos cuaternarios sobre el sustrato rocoso son en general

pequeños, y casi únicamente se han reconocido espesores importantes de suelos



tipo jabre, asociados a la propia meteorización y alteración ‘in situ’ del macizo rocoso

con buenas características geotécnicas, alcanzando la totalidad de la altura de

excavación en varios desmontes. En menor proporción se excavarán suelos terciario-

cuaternario en la mitad de un desmonte.

Los materiales cuaternarios, terciarios y de alteración tipo jabre en los que se

excavarán los desmontes tienen estructura masiva o subhorizontal con buzamiento

de carácter deposicional los dos primeros.

La inclinación de las laderas en la coronación de los taludes es muy acusada en los

dos desmontes correspondientes a las boquillas del túnel de Rante y el desmonte D-

5, en el resto la pendiente del terreno en coronación es casi plana.

Un factor importante tenido en cuenta en el momento de diseñar los taludes del proyecto ha

sido el análisis de los actuales desmontes próximos a la traza, como los del ferrocarril

Zamora-Ourense que discurre próximo al comienzo del tramo y en paralelo y contiguo en la

segunda parte del tramo; así como de las carreteras locales y diversas excavaciones para la

construcción de edificaciones. Como se ha indicado en apartados anteriores, el inventario

de taludes se ha realizado en desmontes excavados en los mismos materiales que los de

proyecto, con alturas también similares y taludes en general con pendientes más fuertes,

manteniendo un comportamiento en general adecuado, con inestabilidades puntuales.

A continuación se muestra una tabla donde se resumen los datos del inventario de taludes

realizado para el Proyecto, indicando en cada caso su denominación en el proyecto,

localización, geometría (orientación y pendiente, longitud y altura máxima), litología,

presencia de agua, estabilidad y medidas correctoras que existen. Las fichas del inventario

de taludes de Proyecto se presentan en el Apéndice Nº 1 "Investigación de Campo”. La

situación en planta de los taludes inventariados en el proyecto aparece reflejada en las

Plantas de cartografía Geológico-Geotécnica de este anejo.



RESUMEN DEL INVENTARIO DE TALUDES

TALUD LOCALIZACIÓN GEOMETRÍA LONGITUD

(m)

ALTURA MÁXIMA

(m) PENDIENTE DESCRIPCIÓN DEL MATERIAL ESTABILIDAD

MEDIDAS CORRECTORAS EXISTENTES

T-1

FF.CC Zamora-Ourense PP.KK.

232+500-233+150

Trinchera 650 5-6 34° y 45°

Principalmente y en toda la parte inferior: Sustrato de jabre procedente de granito de Allariz (Formación SGR). El jabre varía desde la zona más superficial, entre una arena equigranular de grano grueso, color beige y compacidad muy densa, en profundidad aparece un granito muy meteorizado, equigranular de grano grueso, color marrón amarillento, meteorización grado IV – V y resistencia grado 0. En la parte central de la zona superior del desmonte aparecen suelos arenosos de probable edad Miocena (Formación CEDF). Son arenas densas de color marrón amarillento - anaranjado con contenido escaso de limo y variable de cantos subredondeados de cuarzo. En la zona final de ambos taludes existen en coronación antiguos caballones de 1 – 2 m de altura formados con material arenoso sin compactar procedentes de la excavación de la trinchera.

Estabilidad general actual buena. No se observan indicios de caídas significativas de suelos, solo la formación de pequeños regueros erosivos. Existe una importante colmatación de arena en las cunetas de pie de talud que requiere una labor periódica de mantenimiento y limpieza. El talud está ligeramente vegetado.

Ninguna.

T-2


233+520-233+590

Trinchera 70 6-7 45°

En la zona inicial del talud izquierdo y en la central del derecho aparece el sustrato rocoso moderadamente meteorizado de granito de Allariz (Formación GR). Es granito equigranular de grano medio con color marrón anaranjado, resistencia grado 2 – 3 y meteorización grado III. En el resto y en la parte más superficial aparece jabre procedente de granito de Allariz (Formación SGR). El jabre varía desde la zona más superficial, entre una arena equigranular de grano grueso, color beige y compacidad muy densa, en profundidad aparece un granito muy meteorizado, equigranular de grano grueso, color marrón amarillento, meteorización grado IV – V y resistencia grado 0.

Estabilidad general actual buena. No se observan indicios de caída de bloques o cuñas, solo de pequeñas piedras. Tampoco se observan erosiones significativas.

En ambos límites del talud izquierdo existen pequeños

muros de hormigón cuya finalidad parece ser la

protección del talud frente a la posible erosión de las aguas

procedentes de dos vaguadas.

T-3


233+870-234+950

Trinchera 80 6 m en

BD y 3-4 m en BI

45°

En zonas localizadas de ambos taludes aparece el sustrato rocoso moderadamente meteorizado de granito de Allariz (Formación GR). Es granito equigranular de grano medio con color marrón anaranjado, resistencia grado 2 – 3 y meteorización grado III. En el resto aparece jabre procedente de granito de Allariz (Formación SGR). El jabre varía entre una arena equigranular de grano grueso, color beige y compacidad muy densa y un granito muy meteorizado, equigranular de grano grueso, color marrón amarillento, meteorización grado IV – V y resistencia grado 0. Parte del talud izquierdo está cubierto por rellenos de poco espesor formados con material arenoso sin compactar, posiblemente procedentes de la excavación de la trinchera o de las labores de mantenimiento.

Estabilidad general actual buena. No se observan indicios de caída de bloques o cuñas, ni de pequeñas piedras. Tampoco se observan erosiones significativas.

Ninguna, excepto murete de 1,5 m de altura en la zona final del talud izquierdo posiblemente para evitar la erosión de las aguas procedentes de una

vaguada.

T-4


233+960-234+250

Trinchera 290 6-7 45°

En la zona mayor parte del talud izquierdo y en la central del derecho aparece el sustrato rocoso moderadamente a ligeramente meteorizado de granito de Allariz (Formación GR). Es granito equigranular de grano medio con cristales en parte orientados, color marrón amarillento a gris, resistencia grado 1 – 3 y meteorización grado II - III. En el resto y en zonas localizadas de la parte más superficial aparece jabre procedente de granito de Allariz (Formación SGR). El jabre varía desde la zona más superficial, entre una arena equigranular de grano grueso, color beige y compacidad muy densa y, a más en profundidad aparece un granito muy meteorizado, equigranular de grano grueso, color marrón amarillento, meteorización grado IV – V y resistencia grado 0. Parte del pie del talud derecho está cubierto por rellenos de poco espesor formados con material arenoso sin compactar, posiblemente procedentes de la excavación de la trinchera o de las labores de mantenimiento.

Estabilidad general actual buena. En las zonas de talud subvertical y roca sana, se observan antiguas caídas de bloques y cuñas rocosas de volumen máximo inferior al metro cúbico con formación de depresiones. Arenización superficial de la cara del talud en las zonas de jabre.

Ninguna.




(m)

ALTURA MÁXIMA



T-5

Trasdós de nave junto al borde derecho de las carreteras OU-320 (PK

19,7) y N-525 (PK 225,9) en donde ambas

confluyen

Morfología en planta con

forma de L 80 6-7 72°

Principalmente excepto en zonas muy localizadas de la parte inferior: Sustrato de jabre procedente de granito de Allariz (Formación SGR). El jabre varía desde la zona más superficial, entre una arena equigranular de grano grueso, color marrón blanquecino - beige y compacidad muy densa. En zonas localizadas de la parte inferior del talud: Granito meteorizado, equigranular de grano grueso, color marrón blanquecino, meteorización grado IV – V y resistencia grado 0 - 1.

Estabilidad general actual buena. Se observan indicios de caída de bloques o cuñas de volumen inferior a medio metro cúbico, y de caída ocasional de pequeñas piedras. En el talud izquierdo con desprendimientos existe una cicatriz de una antigua caída de tipo bloque a lo largo de unos 50 m de longitud y además se observan caídas de cuñas de orden métrico y vuelco de bloques.

Ninguna.

T-6

Carreteras OU-320 (PP.KK. 19,85 - 20,00) y N-525 (PP.KK 225,92

– 226,20)

Media Ladera

Talud N-525: 280 m y Talud en OU-320: 150 m

Talud N-525: 5 m en BD

Talud en OU-320: 3 m en

BD

45°

En la mayor parte del talud y en toda la zona superior del desmonte aparecen suelos arenosos de probable edad Miocena (Formación CEDF). Son arenas densas de color marrón amarillento - anaranjado con contenido escaso de limo y variable de cantos subredondeados de cuarzo. En la parte inicial del talud inferior (N-525): Sustrato de jabre procedente de granito de Allariz (Formación SGR). El jabre varía desde la zona más superficial, entre una arena equigranular de grano grueso, color beige y compacidad muy densa y en profundidad, sin llegar aflorar, aparece un granito muy meteorizado, equigranular de grano grueso, color marrón amarillento, meteorización grado III y II en profundidad y resistencia grado 1 a 3.

Estabilidad general actual buena. Se observan indicios de pequeñas erosiones y caídas de suelos puntuales.

Ninguna.

T-7

Aparcamiento en el borde derecho de la

carretera OU-320. PK 20,10

Media Ladera

120 6-7 45° a 56°

Principalmente en la parte superior del talud: Sustrato de jabre procedente de granito de Allariz (Formación SGR). El jabre varía desde la zona más superficial, entre una arena equigranular de grano grueso, color marrón blanquecino - beige y compacidad muy densa, hasta un granito meteorizado de grano fino – medio y color marrón, con meteorización grado IV – V y resistencia grado 0 - 1. En una zona localizada de la parte inferior del talud: Granito moderadamente meteorizado, equigranular de grano fino - medio, color marrón blanquecino veteado marrón, meteorización grado III y resistencia grado 2. En una parte del extremo norte del talud, el Estudio Geológico – Geotécnico cita la existencia de “niveles de cuarcitas tableadas blancas subhorizontales, relictas de la roca de caja donde intruyó el granito y que forman una estructura tipo root-pendant”

Estabilidad general actual buena. No se observa caída de cuñas y bloques rocosos. Se observa la formación localizada de depresiones de erosión situadas en coronación del talud y con acumulación de tierras en su base.

Ninguna.

T-8 Carretera OU-0516

PP.KK. 1+550 – 1+650 Media Ladera

100 3-4 56° a 63°

En la parte inferior del talud y como bolos aislados aparece el sustrato rocoso moderadamente meteorizado de granito de Ourense (Formación GRODE). Es granito inequigranular de grano fino - medio, color marrón amarillento a gris, resistencia grado 2 – 3 y meteorización grado III. En la parte inicial y en la zona más superficial del talud aparece jabre procedente de granito de Ourense (Formación SGRODE). El jabre varía entre una arena equigranular de grano grueso, color beige y compacidad muy densa y, a más en profundidad aparece un granito muy meteorizado, de grano grueso, color marrón amarillento, meteorización grado IV – V y resistencia grado 0 - 1.

Estabilidad general actual buena. No se observan indicios de caída de bloques o cuñas, ni de pequeñas piedras. Tampoco se observan erosiones significativas

Ninguna.




(m)

ALTURA MÁXIMA



T-9

Antiguo campo de futbol actualmente

abandonado y en el borde izquierdo de la

carretera OU-0516. PK 1,80

Media Ladera

120 4-5 45° a 63°

En la mayor parte del talud: Sustrato de jabre procedente de granito de Ourense (Formación SGRODE). El jabre varía desde la zona más superficial, entre una arena equigranular de grano grueso, color marrón blanquecino - beige y compacidad muy densa, hasta un granito meteorizado de grano fino – medio y color marrón, con meteorización grado IV – V y resistencia grado 0. En la zona inicial del talud: Granito moderadamente meteorizado, equigranular de grano fino - medio, color marrón blanquecino veteado marrón, meteorización grado III y resistencia grado 1 - 2.

Estabilidad general actual buena. Se observa en zonas localizadas la existencia de pequeñas caídas de cuñas y bloques rocosos de volumen inferior a medio metro cúbico, con formación de pequeñas depresiones. En puntos localizados de jabre existen pequeñas cárcavas erosivas con acumulación de tierras en su pie.

Ninguna.

T-10

Cantera situada en las afueras de Rante, junto a la carretera local de

Rante a Curras

Hueco cantera

100 16-17 56° a

subvertical

En la mayor parte del talud: Granito de Ourense (Formación GRODE) ligeramente meteorizado, equigranular de grano - medio, color gris claro, meteorización grado II y resistencia grado 3 - 4. En zonas localizadas del talud y en su parte superficial existe jabre procedente de granito de Ourense (Formación SGRODE). El jabre varía desde la zona más superficial, entre una arena equigranular de grano grueso, color marrón blanquecino - beige y compacidad muy densa, hasta un granito meteorizado de grano fino – medio y color marrón, con meteorización grado IV – V y resistencia grado 0 - 1.

Estabilidad general actual buena. Se observan cicatrices originadas por antiguas caídas de cuñas y bloques de tamaño inferior a 1 - 2 m3. Al ser una explotación de bloques de piedra es difícil precisar que inestabilidades no han sido provocadas durante la extracción del material.

Ninguna.

T-11

Polígono industrial Barreiros Borde Izquierdo Carretera N-525 PK 231,0

Trinchera 170 20-25 45° y 63°

Principalmente y en casi toda la zona superior del talud: Sustrato de jabre procedente de granito de Allariz (Formación SGR). El jabre varía desde la zona más superficial, entre una arena equigranular de grano grueso, color beige y compacidad muy densa y, a más profundidad está muy litificado y aparece como un granito muy meteorizado, equigranular de grano grueso, color marrón amarillento, meteorización grado IV–V y resistencia grado 0-1. En la parte inicial del talud en toda su altura (sureste) y en puntos de la zona inferior del desmonte aparece un paquetón de una veintena de metros de espesor del sustrato rocoso granítico de granito de Allariz (Formación GR), que en parte está episienitizado (Formación EP). Es granito de grano fino, color marrón anaranjado a rosado, con meteorización grado II-III y resistencia 2-4.

Estabilidad general actual buena. Se observan en zonas localizadas, cicatrices de antiguas caídas tipo suelo de jabre situadas en la zona de coronación del talud, y de dimensiones métricas, además de la formación puntual de pequeños regueros erosivos. En las zonas de roca más sana existen indicios de caídas de cuñas y bloques rocosos de pequeñas dimensiones originados durante el proceso de arranque y excavación del talud. En las zonas de jabre el talud está ligeramente vegetado.

Ninguna.

T-12

Polígono industrial Barreiros Borde Izquierdo Carretera N-525 PK 231,1

Media Ladera

170 35-45 45°, 56° y

63°

Principalmente y en casi toda la zona superior del talud: Sustrato de jabre procedente de granito de Allariz (Formación SGR). El jabre varía desde la zona más superficial, entre una arena equigranular de grano grueso, color beige y compacidad muy densa y, a más profundidad está muy litificado y aparece como un granito muy meteorizado, equigranular de grano grueso, color marrón amarillento, meteorización grado IV–V y resistencia grado 0-1. En profundidad el jabre pasa de forma progresiva a formar un sustrato rocoso granítico de granito de Allariz (Formación GR). Es granito de grano fino - medio, color marrón anaranjado a rosado, con meteorización grado II-III y resistencia grado 2-4.

Estabilidad general actual buena en conjunto. Existen importantes zonas del talud donde se han debido producir caídas significativas de jabre que hayan afectado al talud en casi toda su altura. No se puede descartar que la plataforma contenida con un muro de bloques situada al pie de la zona de mayor altura de desmonte, sea un refuerzo de pie para contener una inestabilidad general del talud en esa zona. En una de las bermas se han observado varias grietas de tracción paralelas y de orientación longitudinal al talud, de hasta una decena de metros de longitud. Se cree que debe ser común la caída de pequeñas piedras en periodos lluviosos.

Refuerzo al pie del talud Talud gunitado

Malla electrosoldada Bulones de barra

Drenes californianos Muros menores de bloques y

escollera Malla de triple torsión

10 anclajes cosidos con viga riostra




(m)

ALTURA MÁXIMA



T-13

Vía de Servicio Polígono industrial Barreiros Borde

Izquierdo Carretera N-525 PP.KK. 231,15-

231,23

Media Ladera

80 17 45°, 56° y

63°

En casi toda la zona superior del talud, en la zona baja de la parte inicial y en toda la parte final: Sustrato de jabre procedente de granito de Allariz (Formación SGR). El jabre varía desde la zona más superficial, entre una arena equigranular de grano fino-medio, color blanco a marrón claro y compacidad muy densa y, a más profundidad está muy litificado y aparece como un granito muy meteorizado, equigranular de grano grueso, color marrón amarillento, meteorización grado IV–V y resistencia grado 0-1. En la zona central y de mayor altura del desmonte aparece un paquetón del sustrato rocoso granítico - aplítico de ligera a moderadamente meteorizado de granito de Allariz (Formación GR) y por encima aplitas (Formación APL). Es granito de grano fino-medio, color marrón anaranjado a rosado, con meteorización grado II-III y resistencia grado 2-4.

Estabilidad general actual buena. No se observan indicios de caída de bloques o cuñas, ni de pequeñas piedras, aunque el aspecto irregular de la cara del talud indica que en la zona de roca más sana si se han debido producir caídas de cuñas y bloques de roca menores. En la zona de jabre se observan erosiones localizadas poco significativas.

Ninguna.

T-14

Vía de Servicio Polígono industrial Barreiros Borde


231,35

Media Ladera

90 8 45°

En la parte inferior de casi todo el todo talud aparece el sustrato rocoso del granito de Allariz moderadamente episienitizado (Formación EP). Es episienita equigranular de grano medio–grueso, color blanco a gris muy claro, resistencia grado 1–2 y meteorización grado III. En la coronación del talud existe un nivel de aplita de grano fino y color marrón, con resistencia grado 2 y meteorización grado III. En el resto y en zonas localizadas de la parte más superficial aparece jabre procedente de granito episienitizado (Formación SEP). El jabre varía desde la zona más superficial, entre una arena equigranular de grano grueso, color blanco y compacidad muy densa y, a más profundidad aparece un material muy meteorizado, equigranular de grano grueso, color marrón amarillento, meteorización grado IV–V y resistencia grado 0-1.

Estabilidad general actual buena. No se observan caídas de cuñas y bloques rocosos significativos, ni erosiones destacables. Sólo arenización superficial de la cara del talud en las zonas de jabre.

Ninguna.

T-15

Vía de Servicio Polígono industrial

Barreiros Borde Izquierdo Carretera

N-525 PP.KK. 231,35-231,49

Media Ladera

140 20 45° y 56°

Principalmente excepto en zonas muy localizadas de la parte inferior en el final del talud: Sustrato de jabre procedente de granito de Allariz (Formación SGR). El jabre varía desde la zona más superficial, entre una arena equigranular de grano grueso, color marrón blanquecino-beige y compacidad muy densa hasta un granito de meteorizado a completamente meteorizado, de grano medio–grueso, color marrón claro, meteorización grado IV–V y resistencia grado 0-1. En una zona localizada de la parte inferior del final del talud: granito moderadamente meteorizado, equigranular, grano grueso, color marrón blanquecino, meteorización grado III y resistencia grado 2. En una zona de la coronación del talud en su mitad inicial existen de 2 a 3 metros de espesor máximo de depósitos coluvio–eluviales (Formación QCE) formados por arena limosa densa de color marrón oscuro y con escaso contenido de grava y raíces.

Estabilidad general actual buena. En la parte baja de la zona final del talud, se observan indicios de alguna pequeña caída de bloques o cuñas rocosas de volumen inferior a medio metro cúbico, y la caída ocasional de pequeñas piedras. No existen erosiones significativas.

Ninguna.

T-16

Vía de Servicio Polígono industrial

Barreiros Borde Izquierdo Carretera

N-525 PP.KK. 231,49-231,62

Media Ladera

150 39 45° y 72°

En la zona superior de buena parte del desmonte aflora el jabre procedente del granito de Allariz (Formación SGR) a veces episienitizado (Formación SEP). El jabre es una arena equigranular de grano fino-medio, color beige y compacidad muy densa.En la mayor parte del talud, a veces en toda su altura, existe granito moderadamente meteorizado, equigranular de grano medio-grueso, color marrón blanquecino, meteorización grado III y resistencia grado 2. Intercalados entre los granitos existen a techo y muro dos niveles de granito episienitizado moderadamente meteorizado, de grano fino–medio, color marrón rosado, meteorización grado III y resistencia grado 2.En una zona localizada del pie del talud existe una importante acumulación de derrubios arenosos flojos con escaso contenido de grava.

Estabilidad general actual buena, excepto en una zona localizada asociada a una falla donde se ha producido una caída del talud en toda su altura limitada a la zona de falla. En el resto se observan indicios de caídas ocasionales en la cabecera del talud de cuñas y bloques rocosos de volumen inferior a los dos metros cúbicos. No existen erosiones significativas aunque si una marcada arenización de ciertas zonas en la cara del talud.

Ninguna. Excepto sobreexcavación y retranqueo

en el pie de la zona de falla




(m)

ALTURA MÁXIMA



T-17

Ramal Polígono industrial Barreiros Borde


231,47

Borde Izquierdo

190 4 45° y 56°

En casi toda la longitud del talud: Sustrato de jabre procedente de granito de Allariz (Formación SGR). El jabre es un granito meteorizado de grano fino – medio, color marrón, meteorización grado IV–V y resistencia grado 0-1. En una zona localizada de 20 m de longitud situada en la parte inicial del talud: Granito moderadamente meteorizado, equigranular de grano fino-medio, color marrón blanquecino veteado marrón, meteorización grado III y resistencia grado 2. En la zona media del talud también existe un dique de aplita subvertical moderadamente meteorizada de 2–3 metros de anchura.

Estabilidad general buena. No se observa caída de cuñas y bloques rocosos, ni caída de piedras o erosiones significativas.

Ninguna.

T-18 Borde Izquierdo Carretera N-525

PP.KK. 231,42-231,63

Borde Izquierdo

210 7 45° y 56°

En la mayor parte de la longitud del talud y en toda su altura: Sustrato de jabre procedente de granito de Allariz (Formación SGR). El jabre es un granito meteorizado de grano fino–medio, color marrón, meteorización grado IV–V y resistencia grado 0-1. En dos zonas localizadas de unos 20 m de longitud situada en la parte inicial y en el medio del talud: granito y aplita moderadamente meteorizados, equigranulares de grano fino-medio, color marrón blanquecino veteado marrón, meteorización grado III y resistencia grado 2.


Ninguna.

T-19 FF.CC Zamora-Orense

PP.KK. 240+110-240+210

Trinchera 100 10 BI / 20 BD

34° y 45°

En la mayor parte del talud: Sustrato de jabre procedente de granito de Allariz o de aplitas (Formaciones SGR y SAPL). El jabre varía desde la zona más superficial, entre una arena equigranular de grano grueso, color marrón blanquecino-beige y compacidad muy densa, hasta un granito meteorizado de grano grueso y color marrón, con meteorización grado IV–V y resistencia grado 0. En el talud frontal y en buena parte del talud derecho: Aplita (Formación APL) moderadamente meteorizada, equigranular de grano fino, color marrón claro, meteorización grado III y resistencia grado 1-2.

Estabilidad general actual buena. Se observa en zonas localizadas la existencia de antiguas pequeñas caídas de cuñas y bloques rocosos de volumen inferior a medio metro cúbico, con formación de pequeñas depresiones.

Ninguna. Excepto muro de hormigón de 2 m de altura en la parte inicial del talud izquierdo.

Talud bastante vegetado.


PP.KK. 240+360-240+600


34° y 45°

En la mayor parte del talud: Sustrato de jabre procedente de granito de Allariz o de aplitas (Formaciones SGR y SAPL). El jabre varía desde la zona más superficial, entre una arena equigranular de grano grueso, color marrón blanquecino-beige y compacidad muy densa, hasta un granito meteorizado de grano grueso y color marrón, con meteorización grado IV–V y resistencia grado 0. En la el talud frontal y en la parte inferior de ambos taludes en su zona final: Aplita (Formación APL) moderadamente meteorizada, equigranular de grano fino, color marrón claro, meteorización grado III y resistencia grado 1-2.

Estabilidad general actual buena. Sólo se observa en zonas muy localizadas la existencia de cicatrices de antiguas pequeñas caídas de cuñas y bloques rocosos de volumen inferior a medio metro cúbico, con formación de pequeñas depresiones. No existen erosiones significativas aunque si una marcada arenización de ciertas zonas en la cara del talud.

Ninguna. Excepto muro de hormigón de 3 m de altura y

unos 20 m de longitud situado en la zona inicial del talud derecho. Talud bastante

vegetado.


PP.KK. 241+070-241+330

Trinchera 260 7 BI / 12

BD 45° y 63°

En la zona central y de mayor altura de ambos taludes aparece el sustrato rocoso de moderada a ligeramente meteorizado de granito de Allariz (Formación GR). Es un granito equigranular de grano medio-grueso con cristales parcialmente orientados, color marrón amarillento a gris, resistencia grado 1–3 y meteorización grado II-III. En el resto del talud aparece jabre procedente de granito de Allariz (Formación SGR). El jabre varía desde la zona más superficial, entre una arena equigranular de grano grueso, color beige y compacidad muy densa y, a más en profundidad aparece un granito muy meteorizado, equigranular de grano grueso, color marrón amarillento, meteorización grado IV–V y resistencia grado 0.

Estabilidad general actual buena. En las zonas de talud subvertical y roca sana, se observan antiguas caídas de bloques y cuñas rocosas de volumen máximo inferior al metro cúbico con formación de depresiones. Arenización superficial de la cara del talud en las zonas de jabre.

Ninguna.

T-22 FF.CC Zamora-

OrensePP.KK.241+570-241+620

Borde Izquierdo

50 6 BI / 1

BD 45° y 63°

En la casi la totalidad del talud aparece el sustrato rocoso de moderada a ligeramente meteorizado del granito de Orense (Formación GRODE). Es granito porfídico de grano grueso, color gris claro, resistencia grado 1–3 y meteorización grado II-III.De forma muy escasa, en zonas puntuales de la parte superior del talud aparece jabre procedente de granito de Orense (Formación SGRODE). El jabre se presenta como un granito porfídico muy meteorizado, de grano grueso, color marrón amarillento, meteorización grado IV–V y resistencia grado 0.

Estabilidad general actual buena. En las zonas de talud subvertical y roca sana, se observan antiguas caídas de bloques y cuñas rocosas de volumen máximo inferior al metro cúbico con formación de depresiones en la cara del talud.

Ninguna.




(m)

ALTURA MÁXIMA




PP.KK. 241+960-242+100

Media Ladera

140 2 BI / 8

BD 45° y 63°

En la zona inicial y central de ambos taludes aparece sobre todo en su zona inferior, el sustrato rocoso de moderada a ligeramente meteorizado de granito de Orense (Formación GRODE). Es granito porfídico de grano grueso, color gris a marrón, resistencia grado 1–3 y meteorización grado II-III. En el resto del talud aparece jabre procedente del granito de Orense (Formación SGRODE). El jabre varía desde la zona más superficial, entre una arena equigranular de grano grueso, color beige y compacidad muy densa y, a más en profundidad aparece un granito muy meteorizado, de grano grueso, color marrón amarillento, meteorización grado IV–V y resistencia grado 0.

Estabilidad general actual buena. No se observan indicios de caída de bloques o cuñas, ni de pequeñas piedras, aunque el aspecto irregular de la cara del talud indica que en la zona de roca más sana si se han debido producir caídas de cuñas y bloques de roca menores. En la zona de jabre se observan erosiones localizadas poco significativas y arenización de la cara del talud.

Ninguna. Excepto muretes de hormigón de 1 m de altura en el pie de la zona inicial de ambos

taludes.

T-24

Carretera en construcción Ramal

Rairo-Bemposta PP.KK. 1+220-1+320 (obra)


BD 56° y 63°

En la parte central del lado derecho del talud aparece el sustrato rocoso de granito de Orense (Formación GRODE) de moderada a ligeramente meteorizado. Es granito porfídico de grano medio, color gris claro en zonas amarillento, resistencia grado 3–4 y meteorización grado II-III. En la zona inicial del talud derecho y en la media del izquierdo aparece un dique de 1 a 2 metros de espesor y con buzamiento muy variable de aplita de grano fino y color marrón, con resistencia grado 2–3 y meteorización grado II-III. En ambos extremos del talud derecho y en la mayor parte del izquierdo aparece jabre procedente del granito de Orense (Formación SGRODE). El jabre en general aparece de forma escasa como una arena bastante litificada, de grano grueso, color blanco y compacidad muy densa y, más comúnmente como un granito porfídico disgregable, de moderada a completamente meteorizado, de grano medio, color marrón amarillento, meteorización grado IV–V y resistencia grado 0-1.

Estabilidad general actual buena. Se observan cicatrices y huecos de cuñas y bloques rocosos significativos originados por el arranque del material. No se observan erosiones destacables. Sólo arenización superficial de la cara del talud en las zonas de jabre.

Ninguna. Excepto la berma, que en realidad forma parte de la

vía de servicio.


PP.KK. 242+110-242+230


BD 45° y 63°

En la mayor parte del desmonte, excepto en su zona inicial, aparece el sustrato rocoso de moderada a ligeramente meteorizado de granito de Orense (Formación GRODE). Es granito porfídico de grano grueso, color gris a marrón, resistencia grado 1–3 y meteorización grado II-III. En la zona inicial del talud aparece jabre procedente de granito de Orense (Formación SGRODE). El jabre varía desde la zona más superficial, entre una arena equigranular de grano grueso, color beige y compacidad muy densa y, a más profundidad aparece un granito muy meteorizado, de grano grueso, color marrón amarillento, meteorización grado IV–V y resistencia grado 0. El muro de contención del borde derecho del desmonte contiene depósitos de fondo de vaguada de naturaleza arenolimosa floja.

Estabilidad general actual buena. En la parte baja de la zona final del desmonte, se observan indicios de alguna pequeña caída de bloques o cuñas rocosas de volumen inferior a medio metro cúbico, y la caída ocasional de pequeñas piedras. No existen erosiones significativas.

Ninguna. Excepto el muro de contención del borde derecho

del desmonte.

T-26



Trinchera 140 14 56° y 72°

En la parte inferior de la zona inicial y en la central del talud izquierdo y en puntos localizados de la parte inferior del talud derecho aparece el sustrato rocoso de moderado a ligeramente meteorizado del granito de Orense (Formación GRODE), que en general está bastante fracturado. Es granito equigranular de grano fino o medio según la zona, color gris claro blanquecino con numerosas pátinas de óxidos, en general bastante fracturado, con resistencia grado 3–4 y meteorización grado II-III. En la zona inicial y en la parte media del talud izquierdo aparece aplita de grano fino y color marrón, con resistencia grado 2–3 y meteorización grado II-III. En el resto aparece jabre procedente del granito de Orense (Formación SGRODE). El jabre en general aparece de forma escasa como una arena bastante litificada, de grano grueso, color gris-blanco y compacidad muy densa y, más comúnmente como un granito porfídico disgregable, de moderada a completamente meteorizado, de grano medio, color marrón amarillento, meteorización grado IV–V y resistencia grado 0-1.

Estabilidad general actual buena. Se observan cicatrices y huecos de cuñas y bloques rocosos significativos originados por caídas menores o por el proceso de arranque del material. Caída o chineo ocasional de piedras menores. No se observan erosiones destacables, sólo arenización superficial de la cara del talud en las zonas de jabre.

En el talud derecho, para asegurar la estabilidad de la torre de alta tensión, se han

colocado entre los PPKK 0+970–0+995 (aprox.), anclajes

de tipo bulón de barra distribuidos en 7 filas. Drenes

californianos. Malla electrosoldada embebida en gunita. Finalmente todo el

conjunto se ha protegido con un muro de hormigón de geometría

trapezoidal de unos 25 m de longitud en su base y 8 m en

coronación.




(m)

ALTURA MÁXIMA




PP.KK. 242+365-242+405


45°

En la mayor parte del talud: sustrato de jabre procedente del granito de Orense (Formación SGRODE). El jabre es un granito meteorizado de grano medio-grueso, color marrón, meteorización grado IV–V y resistencia grado 0-1. En dos zonas localizadas junto a la boquilla del túnel: granito moderadamente meteorizado, equigranular de grano medio-grueso, color marrón blanquecino veteado marrón, meteorización grado III y resistencia grado 2.

Estabilidad general buena. No se observa caída de cuñas y bloques rocosos, ni caída de piedras o erosiones significativas. Existe una intensa arenización superficial de la cara del talud en las zonas de jabre.

Ninguna.

T-28




BD 45°

En toda la longitud y altura del talud: sustrato de jabre procedente del granito de Orense (Formación SGRODE) con zonas puntuales de bolos redondeados de granito de Orense con meteorización grado III contenidos en el jabre. El jabre es un granito meteorizado de grano fino–medio, color marrón, meteorización grado V, puntualmente grado IV y resistencia grado 0-1.


Ninguna.

T-29

Talud sur de pequeño préstamo en lado

derecho de camino que une el polígono

Barreiros y la población de Rante

Media ladera de planta

curva 50 6 45° y 72°

En la mayor parte de la longitud del talud y en toda su altura: Sustrato de jabre procedente de episienita (Formación EP). El jabre es de grano grueso y procede de episienita meteorizada de grano fino–medio, color marrón rosado claro, meteorización grado IV–V y resistencia grado 0-1. En una zona localizada aparecen suelos coluvio-eluviales (Formación QCE) de naturaleza arenosa y color marrón oscuro (medianamente densa).

Estabilidad general actual buena. No se observan indicios de caída de bloques o cuñas, ni de pequeñas piedras. Tampoco se observan erosiones significativas. Talud recientemente excavado.

Ninguna.

T-30 Zona sureste del

polígono industrial Barreiros

Media ladera con

geometría irregular

200 13 45° y 72°

Principalmente y en toda la montera del talud (5 a 7 m superiores): Sustrato de jabre procedente de episienita (Formación EP). El jabre varía desde la zona más superficial, entre una arena muy densa, equigranular de grano grueso, y color marrón rosado, a en profundidad estar litificado y aparecer como una episienita muy meteorizada, equigranular de grano grueso, color marrón rosado claro, meteorización grado IV–V y resistencia grado 0-1.

Estabilidad general actual buena. Se observa en zonas localizadas, la formación puntual de pequeños regueros erosivos.

Ninguna.

T-31 Zona sureste del


Media ladera con

geometría de planta en L

150 10 56° y 63° Jabre procedente de episienita (Formación EP), que varía desde la zona más superficial, entre una arena muy densa, equigranular de grano grueso, y color marrón rosado, a en profundidad estar algo litificado con meteorización grado V y resistencia grado 0.

Estabilidad general actual buena. En la zona del muro se debió producir una caída de suelos de la parte superior del talud. No se observa formación de regueros erosivos.

En parte del talud muro de bloques de piedra de cantería

colocada (unos 20 m de longitud y 6-7 m de altura)

T-32 Zona sursuroeste del


Media ladera con

geometría irregular

350 12 56° y 72°

Principalmente y en un espesor muy variable de la montera del talud (3 a 10 m superiores) aparece jabre procedente de episienita (Formación EP), que en superficie es una arena muy densa, equigranular de grano grueso, color marrón rosado y en profundidad está litificado y aparece como episienita meteorizada, equigranular de grano grueso, color marrón rosado claro, meteorización grado III - IV y resistencia grado 1-2.

Estabilidad general actual buena. Se observan en zonas localizadas, la formación puntual de pequeños regueros erosivos.

Ninguna. Talud muy vegetado




(m)

ALTURA MÁXIMA



T-33

Camino forestal a unos 50 m del límite oeste del polígono industrial

Barreiros

Media ladera con

geometría en planta recta

50 7 45° y 56°

En la mayor parte del talud, sustrato rocoso de granito de Orense (Formación GRODE) moderadamente meteorizado que es un granito equigranular de grano medio y color marrón – gris claro bastante fracturado, con meteorización grado III y resistencia grado 1 - 2. En una zona del talud aparece jabre que es una arena muy densa, equigranular de grano medio - grueso y color marrón claro.

Estabilidad general buena. Se observa en zonas localizadas irregularidades en la cara del talud probablemente originadas por caídas de cuñas y bloques durante su excavación.

Ninguna.

T-34

Camino forestal a unos 50 m del límite oeste del polígono industrial

Barreiros

Media ladera con

geometría en planta recta

50 5 45° Jabre procedente de granito de Orense (Formación SGRODE) y formado por arena muy densa, equigranular de grano medio – grueso y color marrón claro.

Estabilidad general buena. Se observa alguna caída localizada de suelos en coronación del talud y regueros erosivos localizados.

Ninguna.



Como se ha indicado en el apartado anterior, se han adoptado diferentes taludes para las

distintas situaciones: taludes en suelos cuaternarios y de alteración del sustrato, taludes en

roca definitivos y provisionales y con muros claveteados. En los taludes en jabre y roca, por

lo general, se excavará el metro superior con una inclinación 2(H):1(V) donde se ha

estimado que puedan existir suelos. Siguiendo las recomendaciones de ADIF, los taludes se

han diseñado sin bermas, ya que no existen en ellos contactos con cambios litológicos

significativos que faciliten la definición de las mencionadas bermas. Únicamente y para

mejorar la estabilidad general y reducir la ocupación, se dispondrán bermas en el borde

derecho del desmonte D-5 de mayor altura, que además se protegerá mediante un muro

claveteado con inclinación 1(H):3(V). Este tipo de muro también se construirá en los

desmontes del borde derecho de acceso al túnel de Curuxeirán para limitar la ocupación,

pero con inclinación vertical.

Con los análisis de estabilidad realizados en taludes en roca, sin considerar en los que se

dispondrá un muro claveteado, no será necesario adoptar medidas preventivas para el

sostenimiento de las pequeñas caídas de bloques y cuñas que se puedan generar en el

macizo rocoso. En los taludes en materiales tipo suelo con las inclinaciones propuestas

tampoco será necesario definir medidas adicionales, excepto el muro claveteado en el

desmonte de mayor altura que se excavará en jabre.

6.3.3. Materiales

Los desmontes se excavarán mayoritariamente en materiales tipo suelo del manto de

alteración tipo jabre, el sustrato meteorizado granítico de las formaciones Granito de Allariz

y Granito de Ourense (GR y GRODE), y en menor proporción en el sustrato rocoso sano y la

formación CEDF de suelos terciario-cuaternario.

Los materiales tipo suelo, que se excavarán en la mayoría de los desmontes del tramo,

corresponden a los jabres de las formaciones SGR y SGRODE, y en mucha menor proporción a

suelos cuaternarios coluviales y terciarios de las formaciones QCE y CEDF o de fondo de

vaguada de la formación QFV. De acuerdo a los datos disponibles, los suelos tipo jabre,

coluviales y de fondo de vaguada son válidos para la construcción de los rellenos de la

plataforma, incluida la coronación y el material de sustitución en fondo de desmonte;

mientras que el empleo de los suelos terciarios se limitará a los rellenos de caminos,

siempre que se puedan diferenciar durante su excavación del jabre en el que se apoyan o

por el excedente de materiales del tramo, se retirarán a zona de relleno de sobrantes.

El material del macizo rocoso de las formaciones GR y GRODE se podrá emplear en la

construcción de los rellenos de la plataforma ferroviaria como material tipo pedraplén

cuando aparece sano y como material tipo todo-uno cuando se ha estimado que se

excavará con meteorización grado IV.

Los únicos materiales que se excavarán en los desmontes y que no serán válidos para la

construcción de los rellenos, corresponden a rellenos antrópicos de distinta naturaleza, RE,

RP y R2, que se retirarán a vertedero.

Los aspectos relacionados con la utilización de los materiales excavados en la traza se

encuentran detalladamente analizados en el Anejo 4 Estudio de Materiales.

6.3.4. Excavabilidad

Las estimaciones de excavabilidad de los materiales del tramo se basan en las

observaciones de campo realizadas en los taludes del entorno.

El macizo rocoso de las formaciones GR y GRODE requerirá de voladura para su excavación

cuando aparece con meteorización grado III o inferior. El proceso de voladura en los

desmontes de la plataforma, tanto los definitivos como los provisionales de los túneles

artificiales, se recomienda mediante precorte con objeto de crear una superficie de

excavación lo más regular posible, sin resaltes, y evitar fracturar el macizo rocoso en la

superficie final del talud. Previa a la perforación se retirarán los suelos y sustrato

meteorizado que pueda existir con medios mecánicos. Por la proximidad a la plataforma del

ferrocarril Zamora-Ourense y varias viviendas en la segunda mitad del tramo, puede ser



necesario emplear voladuras en bancos de poca altura protegidas para evitar las

proyecciones o realizar la excavación mediante martillo picador cuando se considere

necesario.

El sustrato rocoso granítico con meteorización grado IV o V se estima que será ripable y

ocasionalmente excavable con medios mecánicos.

El resto de materiales del tramo, incluido el jabre de las formaciones SGR y SGRODE, serán

excavables con medios mecánicos convencionales.

6.3.5. Caracterización y tratamiento del fondo de la excavación

Las investigaciones realizadas y la información disponible, indican que en parte de los

desmontes su fondo quedará en el sustrato rocoso de las formaciones GR y GRODE, válido

para el apoyo de la capa de forma, y el resto en suelos de distinta naturaleza, con

predominio de aquellos tipo jabre con carácter granular que también son válidos para el

apoyo de la capa de forma. Únicamente en un tramo el fondo de desmonte quedará en

materiales tipo relleno o suelos de mala calidad en los que será necesario sanear para

construir la plataforma.

En todo el tramo se ha proyectado una plataforma convencional sobre balasto. Los

materiales existentes en el fondo de desmonte cumplen las especificaciones requeridas por

ADIF para los materiales en fondo de excavación; su contenido de finos es inferior al 40% y

el límite líquido es menor de 40. Con las siguientes excepciones:

En un pequeño tramo antes del túnel de Rante, en fondo de desmonte será

necesario realizar un saneo de espesor variable, para retirar unos suelos coluvio-

eluviales en los que se ha interpretado que se ha producido un deslizamiento en el

contacto con el sustrato de jabre. En esta zona el material de sustitución será un

suelo granular tratado con cemento tipo MT de las cuñas de transición para dar

continuidad a este tipo de material del estribo del viaducto de Mesón de Calvos

contiguo.

En el tramo entre los PPKK 7+955-8+160 en el que se deben sanear rellenos

antrópicos de distinta naturaleza y suelos cuaternarios con malas características

geotécnicas. En este tramo se sobreexcavará en las profundidades recomendadas y

se sustituirá el material por un suelo que cumpla con las condiciones anteriores,

además de limitar el contenido mínimo de finos al 25% para dotar al suelo de cierta

impermeabilidad, por tratarse de una zona con el nivel de agua próximo a la

superficie. Este material de sustitución podrá proceder de la traza.

Las secciones con fondo de desmonte en roca alternan con las de suelos a lo largo del

tramo, pero no tienen una longitud suficiente que permita definir un espesor de la capa de

forma distinto, por lo que de forma homogénea para dar continuidad a la sección de la

plataforma se ha proyectado una capa de forma de 60 cm en todo el tramo.

6.3.6. Análisis de estabilidad de desmontes en roca

Los desmontes del tramo que se excavarán en su totalidad en roca presentan un pequeño

recubrimiento de suelos y roca meteorizada, en general inferior a un metro, por lo que el

análisis de estabilidad realizado se basa en el cálculo de los bloques y cuñas que se forman

por las intersecciones de planos de discontinuidad del macizo rocoso y que quedan

descalzados por la excavación del talud.

Ya se ha comentado que el sustrato rocoso granítico en el que se excavarán los desmontes

se encuentra fracturado con una importante red de juntas subverticales con cierta dispersión

en la dirección y buzamiento, y una serie de juntas con buzamientos bajos más dispersas y

con una gran variación en dirección. Esta estructura se observa en los afloramientos en los

que se han realizado las estaciones geomecánicas, tanto en el EGG como en esta fase de

Proyecto.



La estructura irregular del macizo también se observa, de forma analítica, a la vista de la

dispersión de los datos tomados en estas estaciones geomecánicas. En las siguientes

figuras se representan mediante proyección polar equiareal todas estas discontinuidades a

lo largo de los dos dominios considerados en el tramo, diferenciadas las correspondientes al

EGG de las del Proyecto:

Proyección polar de todas las discontinuidades medidas en el sustrato rocoso hasta el la salida del túnel de

Rante. Estaciones geomecánicas del EGG y de Proyecto.

Proyección polar de todas las discontinuidades medidas en el sustrato rocoso desde la salida del túnel de

Rante hasta el final del tramo. Estaciones geomecánicas del EGG y de Proyecto.

Por todo ello, resulta especialmente complicado realizar un análisis de estabilidad

‘convencional’ de tipo determinístico a partir de familias de discontinuidades bien definidas.

Así, en el macizo granítico el análisis que se realiza en este anejo es de tipo probabilístico,

de acuerdo al procedimiento que se describe a continuación, y ha de entenderse como un

cálculo aproximado pero que sí permite predecir el comportamiento del talud y establecer

unas medidas de estabilización y refuerzo.

El análisis de la estabilidad de los desmontes se ha realizado en dos fases. En una primera

fase se han analizado y agrupado por familias los datos geomecánicos tomados en las

estaciones. La agrupación de datos se ha realizado en los desmontes de forma

independiente en cada uno de ellos, con las estaciones más próximas. En este análisis se

ha comprobado la gran dispersión de datos, debida al grado de fracturación del macizo



rocoso. La agrupación por familias de discontinuidades se ha realizado intentando mantener

un rango de variación no superior a 50 grados en dirección y buzamiento, concentrando el

mayor número de datos, a pesar de lo cual a una parte de las juntas tomadas en campo no

se les ha podido asignar una familia y quedan fuera del análisis estadístico posterior. Este

estudio se ha realizado mediante la ayuda del programa DIPS (versión 6.015), desarrollado

por ROCSCIENCE.

En una segunda fase se han analizado las posibles intersecciones de juntas con posibilidad

de caída para los taludes propuestos en cada desmonte. Este estudio se ha realizado

mediante la ayuda del programa SWEDGE (versión 5.016), desarrollado por ROCSCIENCE.

Este programa permite realizar un análisis probabilístico de las posibles intersecciones y

caída de bloques para un talud determinado, lo que hace posible analizar mejor el rango de

variación de cada familia de datos geomecánicos. El análisis se ha basado en las siguientes

hipótesis:

Las distintas familias de juntas se han definido por un dato de orientación medio

dentro de un rango de variación tanto en dirección como en buzamiento, fijado en

casi todos los casos en un valor de la desviación estándar de 10, lo que permite

realizar un análisis probabilístico de todas las posibles intersecciones que pueden

quedar descalzadas según la orientación e inclinación del talud. En las familias de

discontinuidades en las que el número de datos tomados es escaso, el valor de la

desviación estándar se ha reducido debido a su menor variabilidad, indicando en

cada caso analizado el valor adoptado. Estos datos proceden del análisis realizado

con el programa DIPS con un total de 10.000 posibles planos por junta analizada.

Se han analizado las intersecciones de juntas en los taludes de los desmontes en

roca del tramo y taludes de las boquillas de los túneles y galerías de emergencia,

considerando la variación en la orientación de éstos.

En cada desmonte se ha considerado su altura máxima en todos los cálculos.

El modelo de rotura aplicado es el de Barton-Bandis, según la fórmula:

donde:

= Resistencia de pico

= Fuerza normal efectiva

= Coeficiente de rugosidad de las juntas

= Resistencia a compresión de las juntas

= Ángulo de fricción básica

Los parámetros geométricos de las juntas se han obtenido en las estaciones

geomecánicas más próximas al desmonte analizado en cada caso, discriminado

aquellas más lejanas, que por el grado de fracturación del macizo resultan poco

representativas. Se han tomado datos del espaciado, continuidad y rugosidad de las

juntas (JRC), de los cuales se ha estimado un rango de variación medio de cada

valor. Estos valores son los que se han utilizado en los cálculos de estabilidad y de

forma conservadora los parámetros más desfavorables dentro del rango de valores

medios; así, el dato de rugosidad y espaciado considerado es el menor y la

continuidad la mayor que define el bloque generado por dos juntas. En el caso de la

rugosidad se ha tenido en cuenta el efecto de la escala.

Los parámetros resistentes de las juntas han sido estimados de la siguiente manera:

la resistencia de las juntas se ha considerado a partir de los datos tomados en las

estaciones del EGG con el esclerómetro de Schmidt, variable entre unos 30 y 50

MPa; mientras que el ángulo de fricción básico se ha tomado de forma conservadora

de la amplia bibliografía existente respecto a este parámetro, definido de forma

conservadora en 30 grados.

'10

' logtann

n

JCSJRC

'

n

JRC

JCS



En las estaciones geomecánicas no se ha reconocido fluencia de agua o surgencias

y en los taludes inventariados en las formaciones GR y GRODE únicamente se han

observado humedades y rezumes, interpretadas como infiltraciones superficiales del

agua de lluvia. En cualquier caso, se estima que todos los desmontes en roca se

excavarán en seco.

En todos los cálculos se ha considerado la acción sísmica según los valores

indicados en el apartado 5 “Sismicidad”. De acuerdo a lo indicado en el “Eurocódigo

8 Parte 5: Cimentaciones, estructuras de contención de tierras y aspectos

geotécnicos”, en los cálculos de estabilidad de taludes la acción sísmica en análisis

pseudo- estáticos debe tomarse como 0,5·ac en la componente horizontal, que se

reduce a su vez a la mitad de ésta en la componente vertical. El programa SWEDGE

aplica la fuerza sísmica sin descomponerla, con la misma dirección que la línea de

intersección de los dos planos que generan, junto con el talud, el bloque

potencialmente inestable. De forma conservadora se ha adoptado para el macizo

rocoso (materiales Tipo I) un valor equivalente a la componente horizontal tal que

0,042·0,5·g= 0,021·g m/s2.

El peso mínimo de los bloques se ha limitado a 0,1 t.

En el apartado de descripción individual de cada desmonte se presentan y analizan los

resultados de los cálculos probabilísticos.

En el Apéndice 4 de Cálculos de Estabilidad de Desmontes y Muros Claveteados de este

anejo se presentan, para cada desmonte analizado, las figuras y listados de los cálculos

representativos del estudio realizado:

Proyección estereográfica polar equiareal de todos los datos geomecánicos

empleados en el cálculo, con los intervalos de cada familia y la orientación de los

taludes de desmonte.

Listado de los datos geomecánicos con los parámetros geométricos.

Listado de salida de resultados del programa SWEDGE de los cálculos

representativos de cada desmonte.

Figura del programa SWEDGE con la proyección estereográfica polar equiareal de

los polos de las juntas empleadas en el cálculo y sus intersecciones.

Figura de resultados del programa SWEDGE en la que se compara el volumen de las

bloques y cuñas generados con su factor de seguridad.

6.3.7. Análisis de estabilidad de desmontes en suelos

Para el análisis de estabilidad de los taludes de desmontes en suelos se han realizado

tantos cálculos como posibles situaciones se han definido en las formaciones con

materiales tipo suelo. La geometría y características de cada análisis se desarrollan en el

apartado correspondiente al estudio individualizado de los desmontes, apartado 6.3.9.

Como método de cálculo se ha empleado el método de Bishop Simplificado, donde se

supone una superficie de rotura circular. Se ha utilizado el programa de cálculo SLIDE

(versión 5.044), desarrollado por ROCSCIENCE.

Los cálculos de estabilidad de desmontes en suelo se han realizado suponiendo dos

hipótesis: una sin acción sísmica y otra considerando la influencia de ésta en la estabilidad,

comprobando que en ambas el factor de seguridad es adecuado. En los cálculos con

influencia de la acción sísmica el programa SLIDE permite aplicar en cada rebanada de

cálculo una componente horizontal y otra vertical. Como se ha indicado en el apartado de

desmontes en roca, el Eurocódigo 8 Parte 5 para los cálculos de estabilidad de taludes

limita el valor de la aceleración sísmica de cálculo al dividirlo entre dos para la fuerza

horizontal y entre cuatro la vertical. Los valores adoptados en cada caso se especifican en

el apartado correspondiente de cada desmonte.



Las figuras de los cálculos se presentan en el Apéndice 4 “Cálculos de Estabilidad de

Desmontes y Muros Claveteados”.

Los cálculos para los taludes en suelos del tramo se han realizado a partir de los

parámetros resistentes obtenidos en el apartado anterior de ‘Caracterización geotécnica de

los materiales’.

6.3.8. Sistemas de protección y refuerzo de taludes

Como conclusión de los análisis de estabilidad de los desmontes del tramo realizados en

este anejo, tanto en materiales tipo suelo como en roca, se puede asegurar que éstos

validan las inclinaciones de los taludes recomendados y no será necesaria la ejecución de

sistemas de protección en los taludes definitivos. En el siguiente apartado se analiza el caso

especial que constituyen los desmontes con muros claveteados.

Sin embargo, no se puede asegurar que en los taludes frontales de las boquillas del Túnel

de Rante, Túnel de Curuxeirán y de las galerías de emergencia no se produzcan

ocasionalmente pequeños desprendimientos de bloques y cuñas. Por este motivo, en estos

desmontes es donde se ha previsto un sostenimiento consistente en:

Se dispondrá hormigón proyectado en dos capas de 5 cm de espesor cada una.

Entre las capas de hormigón se instalará malla electrosoldada.

También se dispondrán bulones de 6,0 m de longitud con una distribución de 2 x 2 m.

Por otro lado, como resultado del estudio de las condiciones de estabilidad de los

desmontes tampoco sería necesaria la disposición de cunetones Ritchie al pie de los

taludes en roca. No obstante, y para cumplir con los requerimientos habituales en los

trabajos de explanaciones ferroviarias de Adif, se han proyectado cunetones en zonas con

taludes en roca más inclinados que el 1(H):1(V), lo cual sólo ocurre en los desmontes de

entrada al Túnel de Rante, PPKK 6+140 - 6+165 Borde Izquierdo y PPKK 7+380 - 7+570

Borde Derecho.

También se dispone este tipo de cunetón en el último desmonte del tramo con objeto de dar

continuidad con la sección del tramo contiguo.

6.3.8.1. Cálculos de estabilidad en desmontes con muros claveteados

Una situación especial la constituye parte del talud frontal del desmonte de la boquilla de

salida de la galería de emergencia 1 y los desmontes D-5 y D-8, en los que para limitar la

ocupación de la excavación ha sido necesario proyectar un talud con inclinación elevada y

para lo cual se ha previsto un sostenimiento mediante un muro claveteado para asegurar la

estabilidad de la excavación.

Criterios de diseño

Para el diseño de taludes claveteados se ha empleado una combinación de las

recomendaciones expuestas en las siguientes publicaciones:

“Instrucción de hormigón estructural (EHE-08)” Ministerio de Fomento (2008).

“Guía para el diseño y la ejecución de anclajes al terreno en obras de carretera”

Ministerio de Fomento 2004.

“Manual for design & construction monitoring of soil nail walls” U.S. Department of

Transport, Federal Highways Administration, Publication FHWA-SA.96-069R. 1998.

“Soil Nail Walls” Geotechnical Engineering Circular Nº 7. Publication FHWA0-IF-03-

017. 2003.



En general se ha seguido el método de diseño expuesto en el FHWA (1998), adaptando sus

criterios para cumplir con los requisitos de las normativas y recomendaciones Españolas del

EHE-08 (2008) y de la Guía de Diseño de Anclajes del Ministerio de Fomento (2004).

Adicionalmente, se han tenido en cuenta las indicaciones expuestas en la circular del FHWA

(2003) referente a la longitud teórica de los bulones a considerar en el cálculo de la

estabilidad global de la ladera claveteada, empleando métodos de equilibrio límite. Es

destacable que estas recomendaciones son menos restrictivas que las del FHWA (1998),

dado que no exigen una reducción teórica de la longitud real de los bulones en el cálculo de

estabilidad interno y global mediante los cálculos de equilibrio límite. Esta filosofía de no

reducir la longitud de los bulones en el cálculo de estabilidad también es la recomendada

por la normativa BS 8006:1995 “Code of Practice for strengthened / reinforced soils and

other fills” y también en la guía CIRIA (2005) “Soil Nailing – Best Practice guide”. Por lo

tanto, se considera correcto el empleo de este método, frente al expuesto en FHWA (1998).

El método de diseño empleado permite obtener las variables de los bulones necesarias para

conseguir una correcta modelización de los mismos en los modelo de equilibrio límite. Las

variables de los bulones obtenidas del método de diseño son:

Capacidad de la cabeza de los bulones

Capacidad admisible en la barra

Carga admisible por arrancamiento del bulbo

El método empleado también permite comprobar la resistencia del sostenimiento de

hormigón proyectado, tanto temporal como permanente, frente a los esfuerzos a los que se

encuentra sometido.

Análisis de estabilidad

Los muros se han modelizado en distintos tramos en función de los materiales en los que se

excavarán y se han realizado análisis de estabilidad de las distintas zonas, tanto de

estabilidad interna como de estabilidad global, en las diferentes situaciones posibles de las

fases constructivas.

Para la comprobación de la estabilidad frente a la rotura, el cálculo se ha realizado

suponiendo dos hipótesis: una sin acción sísmica y otra teniendo en cuenta la posible

influencia de ésta. En la tabla a continuación se indican los factores de seguridad que se

han considerado como aceptables para cada fase de análisis:

FACTORES DE SEGURIDAD CONSIDERADOS

Fase de Análisis Factor de seguridad

Permanente 1,5

Permanente con sismo 1,1

Provisional 1,2

En las situaciones temporales durante la construcción se ha considerado un factor de

seguridad de 1,20 de acuerdo a las recomendaciones de la “FHWA0-IF-03-017 - Soil Nail

Walls”.

Los cálculos se han realizado suponiendo superficies de rotura circulares mediante el

método de análisis de Bishop Simplificado. Para los cálculos de la estabilidad se ha utilizado

el programa de cálculo SLIDE desarrollado por RocScience.

En las zonas en las que se excavará el macizo rocoso la metodología de cálculo para

obtener el factor de seguridad de las intersecciones con posibilidad de movimiento en el

talud, es la misma que la indicada en el apartado anterior de ‘Análisis de estabilidad de

desmontes en roca’ con la ayuda del programa SWEDGE. El cálculo del sostenimiento

mediante hormigón proyectado y bulones se desarrolla en el apartado correspondiente al

estudio individualizado de los desmontes, apartado 6.3.9.



Los parámetros resistentes de los materiales en los que se excavará este talud son los

obtenidos en el apartado anterior de ‘Caracterización geotécnica de los materiales’ y se

especifican en el siguiente apartado correspondiente al estudio individualizado de los

desmontes.

Las figuras de los cálculos se presentan en el Apéndice 4 “Cálculos de Estabilidad de

Desmontes y Muros Claveteados”.

6.3.9. Estudio individualizado de los desmontes

En el siguiente apartado se describen y analizan los desmontes que se excavarán en el

tramo, incluidos los de las boquillas de los túneles y las galerías de emergencia.

6.3.9.1. Desmonte D-1. P.K. 1+040 – P.K. 1+468

Geometría

Situación (P.K.) Longitud

(m)

Altura

máxima

(m)

Talud

Borde

izquierdo: 1+035 1+468 433 12,5 3(H):2(V)

Eje: 1+040 1+468 428 12,0

2(H):1(V)

1,0 m en

coronación

Borde

derecho: 1+040 1+468 428 11,0 3(H):2(V)

Investigación de Campo

Cartografía geológico-geotécnica a escala 1:2.000

Sondeos: SE-1+265, SV-1+475

Calicatas: CD-1+125, CD-1+200, CD-1+395

Descripción

Este desmonte con geometría en trinchera atraviesa un pequeño cerro alomado y conecta

en la parte final con el estribo E-1 del viaducto sobre el río Mesón de Calvos.

El terreno en el que se excavará el desmonte corresponde a una montera continua, excepto

los extremos, de depósitos de terciario-cuaternario de la formación CEDF con un espesor de

hasta 6 m y un contacto interpretado entre la cota 335,0 y 335,5 con el sustrato de jabre. La

formación CEDF está constituida por arena marrón claro amarillento medianamente densa a

densa con contenido variable de arcilla y lentejones en los que ésta predomina. Bajo estos

materiales y en los que quedará el fondo del desmonte, aparece el sustrato de jabre del

granito de Allariz (formación SGR) con un espesor máximo estimado de hasta una decena de

metros. El jabre está formado por arena marrón y gris con bastante arcilla y compacidad

medianamente densa a muy densa en profundidad, con rechazo en todos los ensayos SPT

realizados en el sondeo SE-1+265 a partir de los 9 m de profundidad. Este jabre se

transforma de forma neta a un sustrato rocoso granítico sano o meteorizado del granito de

Allariz, GR, con resistencia grado 2 (equivalente a resistencia a compresión simple entre 5 y

25 MPa).

El nivel de agua se ha reconocido en el sondeo SE-1+265 a unos 5 m de profundidad, por

encima del fondo de excavación en la mayor parte del desmonte. Se estima que durante la

excavación se abatirá el nivel freático, para lo que se instalará un dren profundo hasta el PK

1+420.



Caracterización y tratamiento del fondo del desmonte

En todo el desmonte la plataforma se apoyará en jabre con contenido de finos inferior al

40% y límite líquido menor de 40, por lo que no será necesario sustituciones en fondo de

desmonte. La plataforma se ha definido con un espesor de capa de forma de 0,60 m.

Análisis

De acuerdo a la caracterización geotécnica de las formaciones que se excavarán, se han

estimado los siguientes parámetros resistentes para el cálculo de estabilidad de este

desmonte:

Formación CEDF. Depósitos terciario-cuaternario

Cohesión c = 10 kPa

Ángulo de fricción = 32o

Formación SGR. Jabre



A efectos del cálculo con la aceleración sísmica se ha considerado una columna de terreno

con 8 m de materiales del tipo III (suelos granulares medianamente densos de la formación

CEDF y nivel superior de jabre) y por debajo del tipo I (suelos granulares muy densos).

Según lo indicado en al apartado 5 de Sismicidad de este anejo, para los materiales del tipo

III se tiene una aceleración de cálculo ac = 0,067·g m/s2, mientras que en los del tipo I es ac

= 0,042·g m/s2. El valor ponderado empleado en el cálculo para una profundidad de 30 m

como indica la norma sismorresistente, es ac = 0,049·g m/s2, cuya componente horizontal

de cálculo es ac·0,5 = 0,024·g m/s2 y la vertical ac·0,25 = 0,012·g m/s2.

Con estos parámetros, nivel de agua próximo al contacto entre ambas formaciones y

deprimido al pie del talud, para una altura de talud de 12,5 m en el borde izquierdo y con

talud 3(H):2(V) y 1(H):1(V) en el metro superior, se ha obtenido un factor de seguridad de

1,94. Aplicando la acción sísmica el factor de seguridad se reduce a 1,85, ambos

aceptables. Las figuras de los cálculos realizados se presentan en el Apéndice 4 de este

anejo.

Excavabilidad y utilización del material

Los materiales de este desmonte serán excavables con medios mecánicos. El material que

se obtenga de la excavación del jabre (60%) se clasifica como apto para utilizar en la

construcción de los rellenos tipo terraplén del tramo, mientras que los depósitos de la

formación CEDF (40%) se clasifican como no utilizables para la construcción de los rellenos

de la plataforma y por el excedente de materiales en el tramo, se retirarán a zona de relleno

de sobrantes o se emplearán en la construcción de caminos.

6.3.9.2. Desmonte D-2. P.K. 2+330 – P.K. 2+375

Geometría


(m)

Altura

máxima

(m)

Talud

Borde

izquierdo: 2+320 2+375 55 <1,0 2(H):1(V)

Eje: 2+330 2+375 45 1,0

Borde

derecho: 2+335 2+390 55 2,5 2(H):1(V)





Calicata: CD-2+320

Descripción

Pequeño desmonte que se excavará casi en su totalidad en suelos de jabre de las

formaciones SGR y SGRODE con un pequeño recubrimiento de depósitos coluvio-eluviales,

formación QCE, en el comienzo.

Los depósitos cuaternarios QCE con un espesor inferior al metro, aparecen hasta el PK

2+340 y están formados por suelos arenosos medianamente densos. Bajo estos materiales

o aflorando en el resto del tramo, aparece hasta el PK 2+360 jabre de granito de Allariz

(formación SGR) y después jabre de granito de Ourense (formación SGRODE), con un contacto

mediante falla interpretada. En ambos casos es un material esencialmente arenoso con un

contenido escaso de limo o arcilla y compacidad densa a muy densa.

El nivel freático se ha interpretado a una profundidad de unos 9 m, por debajo del fondo del

desmonte.


El fondo del desmonte quedará en materiales de alteración del sustrato tipo jabre y

puntualmente en suelos coluvio-eluviales, con un contenido de finos inferior al 40% y límite

líquido menor de 40, en los que se apoyará directamente la capa de forma con un espesor

proyectado de 0,60 m.

Análisis

En este desmonte el análisis de estabilidad no se considera crítico por la altura de

excavación de un metro en el eje.


El desmonte, excavado en suelos de alteración tipo jabre y depósitos coluvio-eluviales, será

excavable con medios mecánicos. De estos suelos se obtendrá un material tipo terraplén,

clasificado como apto para la construcción de los rellenos, incluida la coronación.

6.3.9.3. Desmonte D-3. P.K. 2+605 – P.K. 2+650

Geometría


(m)

Altura

máxima

(m)

Talud

Borde

izquierdo: 2+615 2+650 35 11,0 3(H):2(V)

Eje: 2+605 2+650 45 12,5

Borde

derecho: 2+600 2+650 50 20,0

2(H):3(V)

2(H):1(V) 1,0 m en

coronación



Sondeo: ST-2+700

Calicatas: CD-2+635 y CD-2+640

Estaciones geomecánicas: 7, 8, 9, 10 y 11



Descripción

El tramo corresponde al desmonte de la boquilla este del túnel de Rante, que se excavará

en una ladera con fuerte pendiente transversal a la traza. La ladera está cubierta por

bosque y monte bajo con afloramientos graníticos dispersos. El desmonte tiene un

desarrollo desigual en ambos bordes ya que en el borde izquierdo se ha proyectado la

plataforma de rescate del túnel. Fuera del tramo en el que se ha definido el desmonte, en la

excavación correspondiente al túnel artificial la altura en el borde derecho alcanza los 29 m.

En este tramo se ha incluido el análisis del talud frontal del túnel y los taludes laterales

provisionales.

El desmonte se excavará primero en una montera discontinua e irregular de jabre de granito

de Ourense (formación SGRODE) con un pequeño recubrimiento de depósitos coluvio-

eluviales (formación QCE) en el origen del tramo hasta el PK 2+610, constituidos estos

depósitos por arena con algo a bastante arcilla medianamente densa a floja en el contacto

donde se ha interpretado una superficie de deslizamiento. El jabre es también de naturaleza

arenosa densa a muy densa con escaso contenido de arcilla y algunas gravas y bolos de

granito menos meteorizado. El espesor interpretado de jabre es de unos 6 m en la parte

inferior de la ladera y disminuye a menos de un metro en la parte alta y principalmente en el

borde derecho donde aflora el sustrato rocoso del granito de Ourense (formación GRODE)

con resistencia grado 2 a 3 en profundidad (equivalente a resistencia a compresión simple

entre 5 y 50 MPa). En el borde izquierdo del desmonte se ha interpretado que se excavará

principalmente en jabre y roca meteorizada por lo que el talud de excavación se ha

proyectado más tendido que en el borde izquierdo en roca sana.

En la columna del sondeo ST-2+700 se ha reconocido un nivel de brechas hidráulicas

(formación ZBH) constituido por arena limosa gris anaranjado o marrón rojizo con algo de

grava y fragmentos de granito meteorizado y resistencia grado 0 (equivalente a resistencia a

compresión simple entre 0,25 y 1 MPa), que se excavará en la parte intermedia del talud

frontal de la boquilla con un espesor de unos dos metros y estructura subhorizontal.

La estructura del jabre es masiva y el granito sano presenta una estructura típica de macizo

rocoso fracturado con aspecto masivo por la escasez y gran espaciado de las juntas con

varias familias subverticales y otras subhorizontales más irregulares.

El nivel freático se ha interpretado subparalelo a la línea del terreno de la ladera, a una

profundidad de unos 4-5 m en su zona inferior y a unos 3 m en la superior. Se trata de un

nivel epidérmico asociado a los niveles superiores de sustrato meteorizado que se estima

se deprimirá durante la excavación.


El fondo del desmonte entre el PK 2+625 y el final del tramo quedará en roca granítica. En

el resto del desmonte la plataforma se apoyará en suelos tipo jabre de la formación SGRODE

o materiales de sustitución del saneo de los depósitos coluvio-eluviales. Tanto el jabre como

el material de sustitución presentan características adecuadas para el apoyo de la capa de

forma, con un contenido de finos inferior al 40% y límite líquido menor de 40. Para dar

continuidad en un tramo tan corto a la sección con la que se construirá el relleno anterior,

todo con material tratado con cemento, en este desmonte el espesor de la capa de forma

sobre suelos se construirá con el mismo material tratado. En el tramo de fondo de desmonte

en roca se excavarán 0,60 m y se rellenará con material tratado con cemento hasta el

comienzo del túnel artificial.

Análisis

En el análisis de la estabilidad el desmonte se han diferenciado ambas márgenes en función

del material en el que se excavarán, suelos tipo jabre y roca meteorizada o roca sana. En

los cálculos se ha considerado la altura máxima de desmonte en cada tipo de material.



Desmonte en suelos y roca meteorizada

La geometría y suelos tipo jabre en los que se excavará parte del borde izquierdo del

desmonte tienen características similares a los mismos en los que se hará el D-1 que se

describe en un apartado anterior. La altura de desmonte en suelo del D-3 es menor que la

empleada en los cálculos del D-1, por lo que los factores de seguridad serán mayores que

los obtenidos en éste, de 1,95 y 1,86 con sismo.

Desmonte en roca

El análisis de estabilidad del desmonte se ha realizado suponiendo que los taludes de

mayor altura, correspondientes al borde derecho y talud frontal, se excavarán en roca sana

en toda su altura. En el caso del borde derecho, además del talud definitivo con pendiente

2(H):3(V) se ha analizado el talud provisional 1(H):5(V) correspondiente a la boquilla del

túnel. Con esta última pendiente también se excavará el talud frontal.

Los datos de fracturación tomados en las estaciones geomecánicas más próximas al talud

(7, 8, 9, 10 y 11 de Proyecto) se han intentado agrupar por familias de juntas. Estos datos

se han representado en proyección estereográfica con el plano medio de cada familia en la

siguiente figura.

Proyección polar de los datos de fracturación del desmonte D-3 (TD= Talud Derecho y TF=

Talud Frontal)

De la agrupación de estos datos se han considerado las siguientes familias de juntas y sus

características geométricas:

DESMONTE D-3. FAMILIAS DE DISCONTINUIDADES

Discontinuidad

Dirección de

Buzamiento

()

Buzamiento

()

Espaciado

(m)

Continuidad

(m)

Rugosidad

(JRC)

J1 035 75 0,6-2,0 3-10 10

J2 285 55 0,6-2,0 10 8

J3 355 80 0,6-2,0 3 10

J4 105 60 0,6-2,0 3-10 10

J5 135 35 0,6-2,0 1-3 16



De acuerdo a los resultados del rebote con el esclerómetro de Schmidt en estaciones

geomecánicas del EGG realizadas en granitos de la formación GRODE, a las juntas se les ha

asignado una resistencia de 50 MPa.

En el caso de la familia de juntas J5 con únicamente dos datos y tomada como modelo de

las escasas juntas subhorizontales, para el cálculo de estabilidad se ha limitado el valor de

la desviación estándar de la dirección y buzamiento a un tercio del resto de familias (valor

de 3).

El análisis probabilístico en este desmonte se ha realizado para las intersecciones con

posibilidad de movimiento en ambos taludes, derecho y frontal.

Talud borde derecho permanente

Para el talud permanente recomendado en el borde derecho en toda su altura y

considerando una pendiente del terreno natural en coronación de unos 15 grados, se

obtienen los siguientes resultados:

TALUD BORDE DERECHO PERMANENTE

Talud 2(H):3(V)

Intersección

Número de intersecciones Mayor Bloque

Inestable (m3)

Bloque medio

Total Posibles

Inestables (FS<1,0)

Volumen (m3)

Factor de Seguridad

J2 – J5 9999 0 (0%) - 0,570 >10

J4 – J5 9917 0 (0%) - 0,338 >10

Como se puede comprobar los factores de seguridad medios son elevados y en ninguna

intersección se han obtenido bloques potencialmente inestables, como se ha podido

observar en los taludes próximos inventariados.

Con estos resultados de los cálculos de estabilidad no se considera necesario para el talud

propuesto la instalación de medidas de contención o sostenimiento de los taludes, a pesar

de lo cual se recomienda que durante la obra deberá haber un técnico especializado que

pueda definir alguna actuación especial.

Talud borde derecho temporal y talud frontal

En el análisis de estabilidad del talud derecho provisional y el talud frontal de la boquilla del

túnel de Rante se ha considerado una altura máxima de 17 m con pendiente 1(H):5(V) y por

encima una pendiente 2(H):3(V) en el borde derecho y 3(H):2(V) en el frontal. Con estas

geometrías se obtienen los siguientes resultados:

TALUD BORDE DERECHO TEMPORAL

Talud 1(H):5(V)

Intersección


Inestable (m3)

Bloque medio

Total Posibles

Inestables (FS<1,0)

Volumen (m3)

Factor de Seguridad

J1 – J5 3190 0 (0%) - 0,006 3,0

(FS mínimo)

J1 – J4 208 0 (0%) - 3,807 1,5

(FS mínimo)

Las intersecciones J2-J5 y J4-J5 no tienen posibilidad de movimiento con la geometría propuesta

TALUD FRONTAL

Talud 1(H):5(V)

Intersección


Inestable

(m3)

Bloque medio

Total

Posibles

Inestables

(FS<1,0)

Volumen

(m3)

Factor de

Seguridad

J1 – J5 980 0 (0%) - 0,289 3,2

(FS mínimo)

J1 – J4 9590 532 (6%) 9,783 5,420 1,55

J3 – J4 9442 468 (5%) 1,505 1,537 1,55

J4 – J5 9498 55 (1%) 0,142 0,513 3,81

La intersección J3-J5 no tiene posibilidad de movimiento con la geometría propuesta



Como se puede comprobar en el caso del talud de borde derecho las posibles

intersecciones de juntas son estables con factores de seguridad adecuados. Sin embargo

en el talud frontal varias intersecciones pueden generar bloques inestables y como en el

caso de J1-J4 con un volumen de cuña importante. En el programa SWEDGE se ha

calculado el sostenimiento mínimo que se dispondrá en la boquilla del túnel mediante

hormigón proyectado (10 cm y resistencia al corte de 100 t/m2), pasando todas las posibles

cuñas a ser estables con factores de seguridad superiores a 10 en todos los casos.

Con estos resultados, además del hormigón proyectado en los taludes temporales, no sería

necesario disponer sostenimientos. Por seguridad tanto en los taludes laterales temporales

como en el talud frontal, durante la realización del túnel se ha proyectado un sostenimiento

con hormigón proyectado (5+5 cm), malla electrosoldada y bulones de 6,0 m de longitud

con una distribución de 2,0 x 2,0 m. Como medida adicional y para retrasar la posición del

nivel freático respecto a la superficie del talud se ha previsto la instalación de drenes

californianos de 12 m de longitud en dos filas con un espaciado de 3 m.


Los materiales tipo jabre, SGRODE, suelos coluvio-eluviales y la zona de brechificación

hidrotermal serán excavables con medios mecánicos (aproximadamente un 40% del

volumen total), mientras que el sustrato meteorizado requerirá de ripado para su excavación

(20%). El sustrato rocoso sano, GRODE, será excavable mediante voladura (40%) y se

recomienda que ésta se realice con precorte.

Del jabre, suelos cuaternarios y zona de brechificación se obtendrá material tipo terraplén

(40%) y del sustrato meteorizado y algo del sustrato sano material tipo todo-uno (20%).

Ambos tipos de material se clasifican como aptos y se podrán emplear en la construcción de

los rellenos del tramo, incluida la coronación.

De la excavación del macizo granítico (40%), se obtendrá pedraplén utilizable en la

construcción de los rellenos de la plataforma.

6.3.9.4. Desmonte D-4. P.K. 6+060 – P.K. 6+140

Geometría


(m)

Altura

máxima

(m)

Talud

Borde

izquierdo: 6+060 6+168 108 19,0 2(H):3(V)

Eje: 6+060 6+150 90 18,0 1(H):1(V) 4,0 m en

coronación

Borde

derecho: 6+060 6+143 83 17,5 2(H):3(V)



Sondeo: ST-6+025

Calicatas: CD-6+060, CD-6+130 y CD-706+390 EG

Inventario de Taludes: T-12, T-13, T-14, T-15, T-16, T-17 y T-18

Estaciones geomecánicas: 35, 36, 37, 38, 39 y 40

Descripción

Este desmonte discurre desde la boquilla oeste del túnel de Rante hasta el viaducto sobre el

río Barbaña y N-525 por una ladera de pendiente acusada y bastante uniforme, tapizada de

monte bajo muy denso. La plataforma de rescate del túnel se ha proyectado en el borde

derecho.

En este tramo se ha incluido el análisis del talud frontal del túnel y los taludes laterales

provisionales.



El sustrato en todo el tramo corresponde al granito de Allariz (formación GR) con una

montera discontinua de 2 a 5 m de espesor, de jabre de granito de Allariz (formación SGR),

por lo que se ha proyectado un doble talud con pendiente más tendida en coronación. El

jabre está constituido por arena con pocos finos y grava y compacidad densa a muy densa

que en profundidad está parcialmente cementado hasta el contacto con el sustrato. En el

sondeo ST-6+025 se ha producido rechazo en un ensayo SPT y en la hinca de una muestra

inalterada llevados a cabo en estos materiales.

Bajo los suelos del manto de alteración aparece el sustrato rocoso de granito de Allariz

(formación GR), primero meteorizado con grado IV y resistencia grado 1-2 (equivalente a

resistencia a compresión simple entre 1 y 25 MPa) hasta unos 10-12 m de profundidad. El

macizo rocoso sano aparece a partir de la profundidad anterior con grado II-III y resistencia

grado 3 (equivalente a resistencia a compresión simple entre 25 y 50 MPa). Se ha

interpretado que los taludes laterales se excavarán principalmente en el sustrato alterado,

mientras que el talud frontal de la boquilla del túnel lo hará en roca sana como se ha

registrado en el sondeo ST-6+025.

El nivel de agua se ha interpretado a unos 7-10 m de profundidad, según los datos del

sondeo ST-6+025, situándose por encima del fondo del desmonte en la primera mitad del

tramo. Se estima que el nivel se deprimirá durante la excavación del desmonte, tal y como

se ha podido comprobar en el talud del desmonte de la carretera N-525 situado al pie de la

ladera (talud T-15 del inventario) y una altura de unos 20 m, donde no se han observado

humedades u otros indicios de agua.

La estructura del jabre y el sustrato meteorizado se ha considerado como masiva. El granito

sano presenta una estructura típica de macizo rocoso fracturado con aspecto masivo por la

escasez y gran espaciado de las juntas con varias familias subverticales y alguna junta

ocasional subhorizontal.

Por último, en la parte alta de la ladera se han observado bloques sueltos de rocas

graníticas y aplitas embebidos en la masa de jabre o granito meteorizado, o simplemente

apoyados unos sobre otros en un equilibrio aparentemente inestable. Durante la excavación

de los taludes se observarán los bloques que puedan quedar en situación inestable y se

procederá a su retirada.


El fondo del desmonte quedará en parte en roca granítica meteorizada que se puede

asimilar a un material tipo todo-uno, valido para apoyar directamente la capa de forma. En la

parte final la plataforma se apoyará en jabre con contenido de finos inferior al 40% y límite

líquido menor de 40. El espesor de la capa de forma se ha definido en 0,60 m en ambas

zonas para dar continuidad.

Análisis

En el análisis de la estabilidad el desmonte se ha considerado de forma conservadora las

dos posibles situaciones en las que se pueden excavar los taludes: que en toda la altura se

excave en suelos tipo jabre y roca meteorizada o toda la altura en roca sana. Se han

analizado los taludes laterales con las dos tipos de materiales anteriores, mientras que en el

talud frontal se ha interpretado que se excavará casi en su totalidad en roca sana y la

coronación en suelos. En todos los cálculos se ha considerado la altura máxima de

desmonte en cada tipo de material.


De acuerdo a la caracterización geotécnica de las formaciones que se excavarán, se han

estimado los siguientes parámetros resistentes para el cálculo de estabilidad de este

desmonte:



Formación GR GM IV. Granito de Allariz meteorizado



Formación SGR. Jabre



A efectos del cálculo con la aceleración sísmica se ha considerado una columna de terreno

con materiales del tipo I (suelos granulares muy densos). Según lo indicado en al apartado

5 de Sismicidad de este anejo, para los materiales del tipo I se tiene una aceleración de

cálculo ac = 0,042·g m/s2. El valor de la componente horizontal de cálculo es ac·0,5 =

0,021·g m/s2 y la vertical ac·0,25 = 0,0105·g m/s2.

Con estos parámetros, nivel de agua por debajo del contacto entre ambas formaciones y

deprimido al pie del talud, para una altura de talud de 19,0 m en el borde izquierdo y con

talud 2(H):3(V) y 1(H):1(V) en los cuatro metros superiores para el desmonte en situación

definitiva, se ha obtenido un factor de seguridad de 1,69. Aplicando la acción sísmica el

factor de seguridad se reduce a 1,63, ambos aceptables.

También se ha analizado la situación poco probable de que el talud lateral provisional de la

boquilla se excave íntegramente en suelos y roca meteorizada. Se ha supuesto una altura

de 21,0 m con un talud 1(H):5(V) en los 12,0 m inferiores y 1(H):1(V) por encima. El factor

de seguridad obtenido es 1,29, considerado aceptable para una situación provisional en la

que además se han proyectado medidas de sostenimiento.

Las figuras de los cálculos realizados se presentan en el Apéndice 4 de este anejo.

Desmonte en roca sana

El análisis de estabilidad del desmonte se ha realizado suponiendo, como se ha indicado en

párrafos anteriores, las dos posibles situaciones: que se excaven en suelo tipo jabre y roca

meteorizada en toda su altura como se ha analizado en el apartado anterior, o que se

excave en roca sana como se analiza a continuación.

Los datos de fracturación tomados en las estaciones geomecánicas más próximas al talud

(35, 36, 37, 38, 39 y 40 de Proyecto) se han intentado agrupar por familias de juntas. Estos

datos se han representado en proyección estereográfica con el plano medio de cada familia

en la siguiente figura.

Proyección polar de los datos de fracturación del desmonte D-4 (TD= Talud Derecho, TI= Talud Izquierdo y

TF= Talud Frontal; 1_5 taludes temporales)






Discontinuidad

Dirección de Buzamiento

()

Buzamiento

()

Espaciado (m)

Continuidad (m)

Rugosidad (JRC)

J1 205 85 0,6-2,0 3-10 10

J2 280 85 0,6-2,0 1-3 10

J3 330 80 0,6 1-3 10

J4 170 10 0,6-2,0 3-10 10


geomecánicas del EGG realizadas en granitos de la formación GR, a las juntas se les ha

asignado una resistencia de 50 MPa.

En el caso de la familia de juntas J4 con únicamente tres datos y tomada como modelo de

las escasas juntas subhorizontales, para el cálculo de estabilidad se ha limitado el valor de

la desviación estándar de la dirección y buzamiento a un tercio del resto de familias (valor

de 3).


posibilidad de movimiento en los taludes definitivos de ambos bordes y los provisionales

laterales y frontal de la boquilla del túnel.

Talud borde derecho e izquierdo definitivo

Con la misma geometría de talud considerada en al apartado anterior (talud 2(H):3(V) y

1(H):1(V) en coronación) las intersecciones de discontinuidades no presentan posibilidad de

movimiento en ambos bordes, por lo que con los datos disponibles el desmonte será

estable.

Con estos resultados no se considera necesario para el talud propuesto la instalación de

medidas de contención o sostenimiento de los taludes, a pesar de lo cual se recomienda

que durante la obra deberá haber un técnico especializado que pueda definir alguna

actuación especial.

Talud borde derecho e izquierdo temporal y talud frontal

En el análisis de estabilidad del talud provisional de ambos bordes y el talud frontal de la

boquilla del túnel de Rante, se ha considerado una pendiente 1(H):5(V) y por encima una

pendiente 1(H):1(V) en los taludes laterales y 3(H):2(V) en el frontal. En los taludes laterales

las intersecciones de discontinuidades no tienen posibilidad de movimiento y en el talud

frontal únicamente la intersección de las juntas J2-J3 genera bloques potencialmente

inestables. Para una altura máxima de talud de 17 (la correspondiente al talud 1(H):5(V)) y

la geometría indicada, se obtiene el siguiente resultado:

TALUD FRONTAL

Talud 1(H):5(V)

Intersección


Inestable (m3)

Bloque medio

Total Posibles

Inestables (FS<1,0)

Volumen (m3)

Factor de Seguridad

J2 – J3 2293 23 (1%) 0,081 0,169 2,47

En el análisis probabilístico se ha obtenido que una pequeña proporción de las

intersecciones (1%) genera bloques potencialmente inestables. En el programa SWEDGE

se ha calculado el sostenimiento mínimo que se dispondrá en la boquilla del túnel mediante




necesario disponer sostenimientos. Por seguridad tanto en el talud frontal permanente como

el temporal durante la realización de la galería se ha proyectado un sostenimiento del



mencionado hormigón proyectado (5+5 cm), malla electrosoldada y bulones de 6,0 m de

longitud con una distribución de 2,0 x 2,0 m. Como medida adicional y para retrasar la

posición del nivel freático respecto a la superficie del talud se ha previsto la instalación de

drenes californianos de 12 m de longitud en dos filas con un espaciado de 3 m.


Los materiales tipo jabre, SGR, serán excavables con medios mecánicos (aproximadamente

un 50% del volumen total), mientras que el sustrato meteorizado requerirá de ripado para su

excavación (30%). El sustrato rocoso sano, GR, será excavable mediante voladura (20%) y

se recomienda que ésta se realice con precorte.

Del jabre se obtendrá material tipo terraplén (50%) y del sustrato meteorizado y algo del

sustrato sano material tipo todo-uno (30%). Ambos tipos de material se clasifican como

aptos y se podrán emplear en la construcción de los rellenos del tramo, incluida la

coronación.



6.3.9.5. Desmonte Zona de Rescate y Boquilla Galería 1

Geometría

Situación inicial de la galería de salida de emergencia nº1






Descripción

Desmonte correspondiente a la boquilla de la salida de la galería de emergencia nº 1, que

forma parte de los taludes de la plataforma de trabajo proyectada en la futura “zona de

rescate” de la citada galería. Los distintos taludes tienen continuidad lateral y orientaciones

norte (“talud lateral derecho”), este (“talud central y de emboquille”) y sureste (“talud lateral

izquierdo”). Este último presenta continuidad con el talud izquierdo del primer desmonte del

camino de acceso al túnel 3.3 D. El desmonte se excavará en una ladera bastante arbolada

y con vegetación de monte bajo muy denso, que presenta una pendiente natural

considerable (20° a 30°) y orientación este. Cercano y al pie de la ladera discurre un

pequeño arroyo estacional con su lecho parcialmente excavado en roca y con numerosos

bloques rodados situados en la parte baja de la ladera. La plataforma de rescate, que tiene

una geometría pentagonal irregular y una superficie de unos 640 m2, se construirá

prácticamente en su totalidad en desmonte. La altura máxima de desmonte será de 23 m y

corresponderá al vértice entre los taludes este y sureste. La mayor parte del desmonte

tendrá una altura del orden de 15 – 20 m. La boquilla de la salida de la galería se ha

proyectado en la zona suroeste de la plataforma de rescate. En situación definitiva en el

talud frontal se repondrá parte del terreno mediante un relleno y escollera en la cara vista,

además de un muro claveteado en parte de la coronación.

El sustrato en toda la zona de excavación corresponde a un recubrimiento de unos 2 – 3 m

de espesor máximo estimado de suelos coluvioeluviales (formación QCE) de naturaleza

esencialmente arenosa con densidades de medianamente densa a densa y con algunos

bloques rodados englobados en la matriz arenosa. Estos materiales se estima que se

apoyan sobre un jabre procedente de granito de Orense (formación SGRODE) que presenta

un espesor máximo probable de 2 a 3 m. Está formado por arena con escaso contenido de

finos y grava y un grado de litificación variable que aumenta con la profundidad pasando de

muy densa en su zona superior a resistencia grado 0 en profundidad y cerca del contacto

con el sustrato. El sustrato rocoso sobre el que se apoya el jabre corresponde a granito de

Orense (formación GRODE) que a veces aflora de forma aislada en pequeños cantiles. Es un

granito gris a marrón claro poco fracturado que en su zona superior se presenta

meteorizado con grado III y resistencia grado 1-2 (equivalente a resistencia a compresión

simple entre 1 y 25 MPa) y en profundidad aparece sano con meteorización grado II y

resistencia grado 3 (equivalente a resistencia a compresión simple entre 25 y 50 MPa). Se

ha interpretado que los taludes laterales se excavarán en su parte superior en el sustrato

alterado, mientras que el talud frontal de emboquille de la galería lo hará en roca sana.

El nivel de agua se ha interpretado a unos 4 - 5 m de profundidad aunque no se disponen

de datos reales sobre este aspecto. Con esta interpretación quedaría situado por encima del

fondo del desmonte en casi toda la excavación, aunque se estima que el nivel se deprimirá

durante el proceso de la excavación del desmonte.

Con este perfil - tipo del terreno, la geometría de los taludes a excavar y las características

de la ladera ha sido necesario proyectar cuatro taludes según la zona, con taludes más

pinos en la zona inferior a excavar en roca sana y poco fracturada que en ocasiones pueden

requerir tratamientos, especialmente en la parte del emboquille, y taludes más tendidos en

la zona superior de suelos, proyectando a veces una berma intermedia muy cercana a la

coronación. En el talud frontal debido al importante espesor de suelos y la necesidad de

proyectar un talud de fuerte pendiente (1(H):5(V)) para limitar la ocupación y altura de

excavación, se ha proyectado un muro claveteado en toda la altura de suelos.


sano presenta una estructura típica de macizo rocoso fracturado con aspecto masivo por la



Análisis

Los análisis de estabilidad se han realizado para las distintas geometrías y materiales en los

que se excavaran los taludes. Se ha analizado la estabilidad de los taludes en roca, tanto



laterales como frontal, y en suelo. El muro claveteado se diseñara de acuerdo a lo indicado

en posteriores apartados de los desmontes D-5 y D-8.

Desmonte en roca

El análisis de estabilidad de los desmontes en roca se ha realizado suponiendo las distintas

geometrías proyectadas en los taludes laterales y frontal. En el talud frontal para el cálculo

de estabilidad se ha considerado la mayor altura de excavación en roca según la

interpretación geológica (unos 12 m) con talud 1(H):5(V) y por encima se ha simulado la

presencia de suelos como una sobrecarga en coronación, equivalente a un espesor de 5 m

· 2 t/m3 = 10 t/m2. En los taludes laterales la inclinación y altura varían, aunque la

sobrecarga debida a los suelos se ha mantenido. El talud proyectado en la parte inferior de

los desmontes laterales es el 1(H):2(V) y las alturas máximas son de 5 m en la parte

derecha y unos 14 m en la parte izquierda.

Los datos de fracturación tomados en las estaciones geomecánicas más próximas a la

boquilla de la galería (15, 16, 17, 18 y 19 de Proyecto) se han intentado agrupar por familias

de juntas. Estos datos se han representado en proyección estereográfica con el plano

medio de cada familia en la siguiente figura.

Proyección polar de los datos de fracturación de la boquilla de la Galería 1 (TD= Talud

Derecho, TI= Talud Izquierdo y TF= Talud Frontal)



BOQUILLA GALERÍA 1. FAMILIAS DE DISCONTINUIDADES

Discontinuidad

Dirección de

Buzamiento

()

Buzamiento

()

Espaciado

(m)

Continuidad

(m)

Rugosidad

(JRC)

J1 015 85 0,2-0,6 3-10 10

J2 275 80 0,6-2,0 3-10 10

J3 070 80 0,6-2,0 3 10

J4 155 80 0,2-0,6 10 10

J5 115 60 0,6-2,0 3-10 10


geomecánicas del EGG, a las juntas se les ha asignado una resistencia de 50 MPa.

En el caso de las familias de juntas J3 y J5 con únicamente cinco y cuatro datos

respectivamente, para el cálculo de estabilidad se ha limitado el valor de la desviación

estándar de la dirección y buzamiento a un tercio de la del resto de familias (valor de 3).

El análisis probabilístico en estos desmontes se ha realizado para las intersecciones con

posibilidad de movimiento en los taludes de ambos bordes y el frontal. En el caso del talud

del borde derecho, la única intersección que se genera es entre las discontinuidades J2 y J3

que con la geometría proyectada no tiene posibilidad de movimiento. Los resultados de los

cálculos realizados con el programa SWEDGE en el borde izquierdo y el talud frontal se

resumen en las siguientes tablas.

TALUD IZQUIERDO

Talud 1(H):2(V)

Intersección


Inestable

(m3)

Bloque medio

Total

Posibles

Inestables

(FS<1,0)

Volumen

(m3)

Factor de

Seguridad

J2 – J5 3769 0 (0%) - 5,912 3,44 (FS

mínimo)

J3 – J5 9695 0 (0%) - 2,126 2,85

TALUD FRONTAL

Talud 1(H):5(V)

Intersección


Inestable

(m3)

Bloque medio

Total

Posibles

Inestables

(FS<1,0)

Volumen

(m3)

Factor de

Seguridad

J1 – J3 866 21 (2%) 0,082 0,084 1,86

J1 – J4 7581 3 (<1%) 0,183 2,847 2,46

J1 – J5 10000 7 (<1%) 16,186 22,638 1,49

J3 – J4 2812 369 (13%) 0,228 0,009 0,88

J3 – J5 10000 34 (<1%) 0,641 0,354 1,18

J4 – J5 10000 0 (0%) - 17,388 2,76

Con los resultados obtenidos se comprueba que en el borde izquierdo las intersecciones

son estables, mientras que en el talud frontal en casi todas las intersecciones de juntas

existe la posibilidad de generación de cuñas o bloques potencialmente inestables. La

proporción de estas intersecciones es muy reducida y únicamente en el caso de J3-J4

presenta un porcentaje superior al 5%. En el programa SWEDGE se ha calculado el

sostenimiento mínimo que se dispondrá en la boquilla de la galería mediante hormigón

proyectado (10 cm y resistencia al corte de 100 t/m2), pasando todas las posibles cuñas a

ser estables con factores de seguridad superiores a 10, excepto en J1-J5 que tendría un

factor de seguridad igual 3,4.


necesario disponer sostenimientos. Por seguridad tanto en el talud frontal permanente como

el temporal durante la realización de la galería se ha proyectado un sostenimiento del







En los taludes permanentes no se considera necesario para el talud propuesto la instalación

de medidas de contención o sostenimiento de los taludes, a pesar de lo cual se recomienda



Desmonte en suelo

Las excavaciones en suelos también se han proyectado con distintos taludes. En los taludes

laterales se ha interpretado que la excavación de los suelos se hará con un doble talud

1(H):1(V) y 3(H):2(V).

Taludes laterales

En los taludes laterales se ha supuesto que el espesor de suelos se mantiene constante al

interpretado en el talud frontal. Los suelos coluvioeluviales se excavarán con pendiente

3(H):2(V) y el jabre con 1(H):1(V); por debajo se excavará el sustrato granítico con el talud

analizado en el apartado anterior de desmonte en roca. Se ha realizado un cálculo de

estabilidad con el programa SLIDE. Los parámetros resistentes empleados en el cálculo son

los indicados en el apartado anterior del muro. Para una altura de 5 m en suelos y un

sustrato indeformable se obtiene un factor de seguridad de 2,14 y disminuye a 2,04 con la

acción del sismo.


Los materiales cuaternarios QCE y tipo jabre, SGRODE, serán excavables con medios

mecánicos (aproximadamente un 65% del volumen total), mientras que el sustrato

meteorizado requerirá de ripado para su excavación (10%). El sustrato rocoso sano, GRODE,

será excavable mediante voladura (25%) y se recomienda que ésta se realice con precorte.

Del jabre y depósitos coluvioeluviales se obtendrá material tipo terraplén (65%) y del

sustrato meteorizado y algo del sustrato sano material tipo todo-uno (10%). Ambos tipos de

material se clasifican como aptos y se podrán emplear en la construcción de los rellenos del

tramo, incluida la coronación.

De la excavación del macizo granítico sano (25%), se obtendrá pedraplén utilizable en la



Geometría






Inventario de Taludes: T-29


Descripción



rescate” de la citada galería. Los distintos taludes tienen continuidad lateral entre si y

orientaciones sureste (“talud lateral izquierdo”), noreste (“talud central y de emboquille”) y

norte (“talud lateral derecho”), además de un pequeño talud de límite entre la futura

plataforma y el camino actualmente existente que une la población de Rante y el polígono

industrial Barreiros, y que en el proyecto recibe la denominación de camino de acceso al

túnel 4.3 D. El desmonte se excavará en una ladera arbolada y con vegetación de monte

bajo muy denso, que presenta una pendiente natural moderada (15° a 20°) y orientación

noreste. En la zona de la futura plataforma se ha realizado recientemente una excavación

para la extracción de arena con el fin de reparar el citado camino. El fondo o patio de ese

pequeño préstamo-excavación se encuentra a la cota 335 aproximadamente, que es unos 5

m por encima del fondo de la futura plataforma de rescate. La plataforma de trabajo

proyectada tiene una geometría pentagonal irregular y una superficie de unos 1.570 m2, se

construirá prácticamente en su totalidad en desmonte. La altura máxima de desmonte será

de 18 m y corresponderá al talud noreste. La mayor parte del desmonte tendrá una altura

del orden de 10 – 15 m. La boquilla de la salida de la galería se ha proyectado en la zona

suroeste de la plataforma de rescate. En situación definitiva en la casi totalidad del talud

frontal y los laterales se repondrá parte del terreno mediante un relleno.

El sustrato en la zona de excavación corresponde en la mitad oeste de la plataforma a un

recubrimiento de unos 2–3 m de espesor máximo estimado de suelos coluvioeluviales

(formación QCE) de naturaleza esencialmente arenosa con densidades de medianamente

densa a densa y con algunas gravas, bolos y bloques englobados en la matriz arenosa.

Estos materiales se estima que se apoyan sobre un jabre procedente de episienita

(formación SEP) que forma un recubrimiento bastante uniforme en toda la zona de

excavación, con un espesor máximo estimado de hasta 7 - 8 m y ha sido objeto del

pequeño préstamo abierto recientemente para la extracción de arena. Está formado por

arena de grano grueso con escaso contenido de finos y grava y un grado de litificación

variable que aumenta con la profundidad pasando de densa en su zona superior a

resistencia grado 0 en profundidad y cerca del contacto con el sustrato. En zonas

localizadas de la excavación se ha alcanzado en su fondo el material algo litificado que

marca la transición hacia la roca meteorizada. El sustrato rocoso sobre el que se apoya este

jabre corresponde esencialmente a episienitas meteorizadas (formación EP) con una

intercalación de granito de Allariz (formación GR) que aflora de manera casi puntual

formando una acumulación de grandes bolos elipsoidales. La episienita, que es el sustrato

que predominará en la zona de excavación, aparece como una roca masiva de grano

grueso y color marrón rosado que se presenta meteorizada a moderadamente meteorizada

con grados IV - III y resistencia grado 1-2 (equivalente a resistencia a compresión simple

entre 1 y 25 MPa). El granito de Allariz presenta grano medio y color marrón claro – gris.

Está poco fracturado y se presenta algo meteorizado con grado III y en los afloramientos

con resistencia grado 3 (equivalente a resistencia a compresión simple entre 25 y 50 MPa).

Se ha interpretado que los taludes laterales se excavarán en su parte superior en el sustrato

alterado, mientras que el talud frontal de emboquille de la galería lo hará en roca

meteorizada.


de datos reales sobre este aspecto, excepto un punto de agua cercano correspondiente a

un pequeño manantial estacional. Con esta interpretación quedaría situado por encima del

fondo del desmonte en casi toda la excavación, aunque se estima que el nivel se deprimirá

durante el proceso de la excavación del desmonte.




de la ladera ha sido necesario proyectar en la mayor parte de los taludes una pendiente

1(H):1(V) excepto en la mitad inferior de los taludes más altos, donde se situará el

emboquille de la galería. En estas zonas se ha proyectado un talud temporal muy pino

(1(H):5(V)) a excavar en roca meteorizada que en la situación final quedará restaurado con

talud 3(H):2(V) que permita una adecuada integración ambiental.


y la episienita presentan una estructura típica de macizo rocoso fracturado con aspecto

masivo por la escasez y gran espaciado de las juntas con varias familias subverticales y

alguna junta ocasional subhorizontal.

Análisis

En el análisis de estabilidad de los taludes de la boquilla de la Galería 2 se han

contemplado todas las geometrías proyectadas y los posibles materiales a excavar, tipo

suelo o el macizo granítico.

Desmonte en roca

El macizo rocoso se excavará en todos los taludes proyectados y de forma conservadora en

los cálculos de estabilidad se ha supuesto la altura máxima de excavación, tanto en los

temporales como los definitivos. Las geometrías analizadas corresponden al talud frontal,

taludes laterales temporales y taludes laterales permanentes. Las excavaciones temporales

se han proyectado con talud 1(H):5(V) en los 12 metros inferiores del frontal y unos 10 en

los laterales, y talud 1(H):1(V) por encima hasta terreno natural. Por su parte los taludes

permanentes de ambos bordes se han proyectado con talud 1(H):1(V) en toda su altura (14

m en el borde derecho y 8,5 m en el izquierdo). En los cálculos en roca se ha considerado

que el sustrato aparecerá en toda su altura.

Los datos de fracturación tomados en las estaciones geomecánicas más próximas a la

boquilla de la galería (22, 23, 24, 25 y 58 de Proyecto) se han intentado agrupar por familias

de juntas. Estos datos se han representado en proyección estereográfica con el plano

medio de cada familia en la siguiente figura.


Derecho, TI= Talud Izquierdo y TF= Talud Frontal)


Discontinuidad

Dirección de

Buzamiento

()

Buzamiento

()

Espaciado

(m)

Continuidad

(m)

Rugosidad

(JRC)

J1 195 85 0,6-2,0 3-10 10

J2 270 85 0,6-2,0 3-10 10

J3

(1 dato) 030 35 0,6-2,0 3 20



Discontinuidad

Dirección de

Buzamiento

()

Buzamiento

()

Espaciado

(m)

Continuidad

(m)

Rugosidad

(JRC)

J4 160 85 0,6-2,0 3 10

J5 290 70 0,6-2,0 3-10 10



En el caso de las familias de juntas J2 y J4 con un número de datos reducido, para el

cálculo de estabilidad se ha limitado el valor de la desviación estándar de la dirección y

buzamiento a la mitad del resto de familias (valor de 5). La familia J3 se ha definido con

único dato para poder representar las escasas juntas con buzamiento bajo, pero

desfavorables en el cálculo de estabilidad.


posibilidad de movimiento en los taludes de ambos bordes, tanto definitivos como

temporales, y el frontal. Los resultados de los cálculos realizados con el programa

SWEDGE se resumen en las siguientes tablas.

TALUD FRONTAL

Talud 1(H):5(V)

Intersección


Inestable

(m3)

Bloque medio

Total

Posibles

Inestables

(FS<1,0)

Volumen

(m3)

Factor de

Seguridad

J2 – J5 4878 0 (0%) - 1,458 9,30

Las intersecciones J1-J3, J2-J3, J3-J4 y J3-J5 no tienen posibilidad de movimiento con la geometría

propuesta

TALUD DERECHO TEMPORAL

Talud 1(H):5(V)

Intersección


Inestable

(m3)

Bloque medio

Total

Posibles

Inestables

(FS<1,0)

Volumen

(m3)

Factor de

Seguridad

J2 – J5 5422 2 (<1%) 0,821 0,594 9,62


TALUD IZQUIERDO TEMPORAL Talud 1(H):5(V)

Intersección


Inestable (m3)

Bloque medio

Total Posibles

Inestables (FS<1,0)

Volumen (m3)

Factor de Seguridad

J3 – J4 122 0 (0%) - 0,070 5,69 (FS mínimo)


TALUD DERECHO PERMANENTE

Talud 1(H):1(V)

Intersección


Inestable (m3)

Bloque medio

Total Posibles

Inestables (FS<1,0)

Volumen (m3)

Factor de Seguridad

J2 – J3 10000 0 (0%) - 0,313 5,96

J2 – J5 3310 0 (0%) - 0,201 6,21

J3 – J5 9869 0 (0%) - 0,255 4,75

TALUD IZQUIERDO PERMANENTE

Talud 1(H):1(V)

Intersección

Número de intersecciones Mayor Bloque Inestable

(m3)

Bloque medio

Total Posibles

Inestables (FS<1,0)

Volumen (m3)

Factor de Seguridad

J1 – J3 5084 0 (0%) - 0,040 >10

J3 – J4 728 0 (0%) - 0,001 7,33



En el análisis probabilístico se ha obtenido que sólo las discontinuidades J2-J5 en el borde

derecho provisional presentan una pequeña proporción (inferior al 1%) de intersecciones

que pueden generar bloques potencialmente inestables. En el programa SWEDGE se ha

calculado el sostenimiento mínimo que se dispondrá en la boquilla del túnel mediante





y el frontal durante la realización de la galería se ha proyectado un sostenimiento del









Desmonte en suelo

Con los datos de cartografía geológica y el inventario de los taludes próximos, se ha

considerado junto con la hipótesis de que los taludes laterales se excaven íntegramente en

roca que también pueda aparecer un importante espesor de suelos cuaternarios y jabre.

Con la hipótesis más desfavorable de que el talud de mayor altura (14 m) se excave en 3 m

de suelos coluvioeluviales QCE y el resto en jabre se ha realizado un cálculo de estabilidad

con el programa SLIDE. Según la caracterización geotécnica se han estimado los siguientes

parámetros geotécnicos a los materiales tipo suelo:

PARÁMETROS DE CÁLCULO. SUELOS

Cohesión

(kPa)

Ángulo de fricción

(°)

QCE 5 32

SGRODE 25 35

En los cálculos con influencia de la acción sísmica se ha considerado una columna del

terreno con 3 m de suelos QCE como Tipo III (suelos granulares de compacidad media) con

una aceleración de cálculo ac = 0,067·g m/s2, 3 m de jabre Tipo II (suelos granulares

densos) con ac = 0,054·g m/s2 y el resto de suelos tipo jabre y el sustrato rocoso como Tipo

I (suelos muy densos y roca compacta) con ac = 0,042·g m/s2. El valor ponderado de la

aceleración de cálculo resultante es ac = 0,046·g m/s2. La componente horizontal de la

aceleración sísmica del talud a introducir en el cálculo es 0,023·g m/s2 y la componente

vertical 0,011·g m/s2.

Con estos parámetros, nivel de agua en lo suelos tipo jabre y deprimido al pie del talud, se

ha obtenido un factor de seguridad de 1,62. Aplicando la acción sísmica el factor de

seguridad se reduce a 1,56, ambos aceptables considerando la hipótesis poco probable de

que el talud de mayor altura se excave íntegramente en suelos. Las figuras de los cálculos

realizados se presentan en el Apéndice 4 de este anejo.


Los suelos tipo jabre, SEP y SGR, serán excavables con medios mecánicos

(aproximadamente un 70% del volumen total), mientras que el sustrato meteorizado

requerirá de ripado para su excavación (10%). El sustrato rocoso sano, EP y GR, será

excavable mediante voladura (20%) y se recomienda que ésta se realice con precorte.




coronación.



De la excavación del macizo granítico y episienitas (20%), se obtendrá pedraplén utilizable

en la construcción de los rellenos de la plataforma.


Geometría




Inventario de Taludes: T-33 y T-34

Estaciones geomecánicas: 30, 31 y 59

Descripción



rescate” de la citada galería. Los distintos taludes tienen continuidad lateral entre si y

orientaciones sureste (“talud lateral izquierdo”), este (“talud central y de emboquille”) y norte

(“talud lateral derecho”), además del pequeño talud de límite entre la futura plataforma y el

camino actualmente existente que servirá de acceso a la plataforma y que en el proyecto

recibe la denominación de camino de acceso al túnel 5.0 D. El desmonte se excavará en

una pequeña vaguada de una ladera arbolada y con vegetación de monte bajo, que

presenta una pendiente natural moderada (15° a 20°) y orientación esencialmente este. La

plataforma de trabajo proyectada tiene una geometría triangular irregular y una superficie de

unos 670 m2, y se construirá prácticamente en su totalidad en desmonte. La altura máxima

de desmonte será de 14 m y corresponderá al vértice entre los taludes norte y este. La

mayor parte del desmonte tendrá una altura del orden de 10 m. La boquilla de la salida de la

galería se ha proyectado en la zona oeste de la plataforma de rescate. En situación

definitiva en el talud frontal se repondrá parte del terreno mediante un relleno y escollera en

la cara vista.

El terreno en la zona de excavación del desmonte corresponde a una montera de unos 3 –

4 m de espesor máximo estimado de jabre procedente de granito de Orense (formación

SGRODE) que forma un recubrimiento relativamente uniforme en la zona de excavación

excepto por la presencia de algunos pequeños afloramientos y bloques rocosos aislados. El

jabre está formado por arena de grano grueso con escaso contenido de finos y grava y un

grado de litificación variable que aumenta con la profundidad pasando de densa en su zona

superior a resistencia grado 0 en profundidad, ya cerca del contacto con el sustrato. El

sustrato rocoso sobre el que se apoya este jabre corresponde a granito de Orense

meteorizado (formación GRODE) que sólo aflora de manera puntual en algunos aforamientos

naturales y en un talud de una pista. El granito de Orense presenta grano medio y color

marrón claro – gris, está fracturado y se presenta en los afloramientos meteorizado con



grado IV y con resistencia grado 1 - 2 (equivalente a resistencia a compresión simple entre

1 y 25 MPa). Se supone que en profundidad disminuye el grado de meteorización a grado III

e incluso II y aumenta la resistencia a grado 3 (equivalente a resistencia a compresión

simple entre 25 y 50 MPa). Se ha interpretado que los taludes laterales se excavarán en su

parte superior en el jabre y en parte en granito meteorizado, mientras que el talud frontal de

emboquille de la galería lo hará en su coronación en jabre que pasa a roca meteorizada y

probablemente en la parte inferior a roca sana.


de datos reales sobre este aspecto, excepto la ausencia de agua en los taludes cercanos,

especialmente en uno de bastante altura situado en la parte baja de la ladera por detrás de

una nave del polígono Barreiros. Con esta interpretación el nivel de agua quedaría situado

por debajo del fondo del desmonte en toda la excavación y no afectará a los taludes.


de la ladera ha sido necesario proyectar en la mayor parte de los taludes una pendiente

1(H):1(V) excepto en la mitad inferior de los taludes más altos, donde se situará el

emboquille de la galería. En estas zonas se ha proyectado un talud temporal muy pino

(1(H):5(V)) a excavar en roca meteorizada o sana que en la situación final quedará

restaurado con un muro jardinera de piedra que permita la adecuada integración ambiental.


presenta una estructura típica de macizo rocoso fracturado con aspecto masivo por la



Análisis

En el análisis de estabilidad de los taludes de la boquilla de la Galería 2 se han

contemplado todas las geometrías proyectadas tanto en situación temporal como

permanente y los posibles materiales a excavar, tipo suelo o el macizo granítico.

Desmonte en roca

El análisis de estabilidad de los desmontes en roca se ha realizado suponiendo las distintas

geometrías proyectadas en los taludes laterales permanentes y temporales y el talud frontal.

En el talud frontal para el cálculo de estabilidad se ha considerado la mayor altura de

excavación en roca según la interpretación geológica (unos 7 m) con inclinación 1(H):5(V),

que coincide aproximadamente con el contacto con el jabre, y por encima se ha simulado la

presencia de suelos como una sobrecarga en coronación, equivalente a un espesor de 3,5

m · 2 t/m3 = 7 t/m2. En los taludes laterales temporales la altura se ha reducido a 5,5 m y en

coronación se ha eliminado la carga de suelos al haber cartografiado afloramientos de roca,

manteniendo el talud proyectado 1(H):1(V).

Los desmontes laterales permanentes se han proyectado con talud constante 1(H):1(V) y

alturas máximas de 12 m en el borde derecho y 8 m en el izquierdo.

Los escasos datos de fracturación tomados en las estaciones geomecánicas más próximas

a la boquilla de la galería (30, 31 y 59 de Proyecto) se han intentado agrupar por familias de

juntas. Estos datos se han representado en proyección estereográfica con el plano medio

de cada familia en la siguiente figura.




Derecho, TI= Talud Izquierdo y TF= Talud Frontal; 1_5 talud provisional y 1_1 talud

permanente)


Discontinuidad

Dirección de

Buzamiento

()

Buzamiento

()

Espaciado

(m)

Continuidad

(m)

Rugosidad

(JRC)

J1 205 80 0,6-2,0 3-10 10

J2 237 70 0,6-2,0 10 10

J3 300 80 0,6 3-10 10

J4 170 80 0,6-2,0 3 6

J5 080 15 0,6-2,0 3-10 16



Los datos de fracturación son escasos, principalmente los de las familias de juntas J2, J4 y

J5 por lo que para el cálculo de estabilidad se ha limitado el valor de la desviación estándar

de la dirección y buzamiento a la mitad del resto de familias (valor de 5) en el caso de la

familia J4 y a un tercio (valor de 3) en las familias J2 y J5.


posibilidad de movimiento en los taludes de ambos bordes, tanto definitivos como

temporales, y el frontal. Los resultados de los cálculos realizados con el programa

SWEDGE se resumen en las siguientes tablas.

TALUD FRONTAL

Talud 1(H):5(V)

Intersección


Inestable

(m3)

Bloque medio

Total

Posibles

Inestables

(FS<1,0)

Volumen

(m3)

Factor de

Seguridad

J1 – J4 400 0 (0%) - 0,075 1,65 (FS

mínimo)

J2 – J5 262 0 (0%) - 0,340 6,58 (FS

mínimo)

Las intersecciones J1-J5, J3-J5 y J4-J5 no tienen posibilidad de movimiento con la geometría

propuesta

TALUD DERECHO TEMPORAL

Talud 1(H):5(V)

Intersección


Inestable

(m3)

Bloque medio

Total

Posibles

Inestables

(FS<1,0)

Volumen

(m3)

Factor de

Seguridad

J1 – J2 3152 0 (0%) - 0,076 2,79 (FS

mínimo)




TALUD IZQUIERDO TEMPORAL

Talud 1(H):5(V)

Intersección


Inestable

(m3)

Bloque medio

Total

Posibles

Inestables

(FS<1,0)

Volumen

(m3)

Factor de

Seguridad

J1 – J4 1752 648 (37%) 0,239 0,150 1,77

J4 – J5 8652 21 (<1%) 0,269 1,196 9,55

J2 – J4 675 577 (85%) 1,880 0,081 0,81

J3 – J4 448 349 (78%) 0,256 0,103 1,08

J2 –J3 1860 0 (0%) - 0,064 1,19 (FS

mínimo)


TALUD DERECHO PERMANENTE

Talud 1(H):1(V)

Intersección


Inestable

(m3)

Bloque medio

Total

Posibles

Inestables

(FS<1,0)

Volumen

(m3)

Factor de

Seguridad

J3 – J5 1136 0 (0%) - 2,875 9,06 (FS

mínimo)

TALUD IZQUIERDO PERMANENTE

Talud 1(H):1(V)

Intersección


Inestable

(m3)

Bloque medio

Total

Posibles

Inestables

(FS<1,0)

Volumen

(m3)

Factor de

Seguridad

J1 – J5 1049 0 (0%) - 5,789 7,59

J4 – J5 9846 0 (0%) - 2,647 9,53


En el análisis probabilístico, al igual que los resultados obtenidos en las otras galerías, se

ha obtenido que la mayoría de las posibles intersecciones de discontinuidades son estables

o no tienen posibilidad de movimiento con las geometrías proyectadas. Únicamente en el

borde izquierdo se dan posibles cuñas y bloques potencialmente inestables, para las que

con el programa SWEDGE se ha calculado el sostenimiento mínimo que se dispondrá en la

boquilla del túnel mediante hormigón proyectado (10 cm y resistencia al corte de 100 t/m2),

pasando todas las posibles cuñas a ser estables con factores de seguridad superiores a 10

en todos los casos.



y el frontal durante la realización de la galería se ha proyectado un sostenimiento del


longitud con una distribución de 2,0 x 2,0 m. En estos taludes no se cree necesaria la

instalación de drenes californianos ya que el nivel de agua se ha interpretado a mayor

profundidad que el fondo la excavación. Durante la fase de construcción se confirma este

hecho.





Desmonte en suelos

Se ha interpretado que la parte superior del talud frontal y parte de los laterales se

excavarán en suelos tipo jabre con características similares a los mismos en los que se hará

la boquilla de la Galería 2 que se describe en un apartado anterior. La altura de desmonte

en suelo de la Galería 3 es menor que la empleada en los cálculos de la 2, por lo que los

factores de seguridad serán mayores que los obtenidos en ésta, de 1,61 y 1,55 con sismo.




Los suelos tipo jabre, SGRODE, serán excavables con medios mecánicos (aproximadamente


excavación (10%). El sustrato rocoso sano, GRODE, será excavable mediante voladura (40%)

y se recomienda que ésta se realice con precorte.




coronación.



6.3.9.8. Desmonte D-5. P.K. 6+555 – P.K. 6+805

Geometría


(m)

Altura

máxima

(m)

Talud

Borde

izquierdo: 6+555 6+910 355 6,0

1(H):1(V) y 3(H):2(V)

entre PPKK 6+610-6+650

Eje: 6+555 6+805 250 11,0 2(H):1(V)

1,0 m superior en BI

Borde

derecho: 6+550 6+825 275 26,5

Muro claveteado al

1(H):3(V) con bermas



Sondeos: SD-6+600, SD-6+640 y SD-706+995 EG

Calicatas: CD-6+620, CD-6+680, CD-706+910 EG y CD-706+920 EG

Penetrómetro: PD-6+630

Inventario de Taludes: T-19 y T-20

Estaciones geomecánicas: 41 a 45

Descripción

El desmonte se excavará a media ladera con un desarrollo muy desigual entre ambos

bordes, unos 26 m de altura máxima en su lado derecho y 6 m en su lado izquierdo. En el

borde derecho para limitar la ocupación del desmonte se ha proyectado un talud con

sostenimiento mediante muros claveteados dispuestos en hasta tres niveles separados por

bermas de 5,0 m de ancho con un máximo de dos bermas en el talud. La altura del primer

banco se ha fijado en 9,0 m y el segundo y tercero en 7,5 m. Por encima de la tercera

berma el desmonte se excavará sin muro con un talud 1(H):1(V) y geoceldas para su

revegetación. En la zona de este desmonte la futura plataforma de la LAV cruzará sobre el

FFCC actual en una zona donde la plataforma de éste discurre en túnel, correspondiente al

túnel 92 (“Áspera”) de la línea, y cuya clave quedará situada a unos 3 – 4 m bajo el fondo de

la excavación de la nueva plataforma.

El desmonte se excavará prácticamente en su totalidad en jabre denso a muy denso con

algunas zonas más litificadas donde el jabre se llega a transformar en granito meteorizado

(GM-V) aunque sigue siendo fácilmente disgregable. Bajo el jabre y a bastante profundidad

aparece el sustrato rocoso granítico en general bastante meteorizado y más somero en la

zona inicial del desmonte.



En una zona localizada correspondiente a una pequeña vaguada existen depósitos de

suelos coluvio-eluviales (formación QCE) de naturaleza arenosa floja y espesor máximo del

orden de 2 m. En esta vaguada se produjo durante la construcción del túnel 92 del FFCC

actual un socavón, creemos que consecuencia de una chimenea que se formó en el túnel

debido a la falta de cohesión del jabre, la descompresión del macizo por la excavación del

túnel y, probablemente, la entrada de un flujo de agua debido a escorrentía subsuperficial

canalizada por la pequeña vaguada. Hay que resaltar que esta chimenea quedará situada

en el borde izquierdo dentro de la nueva plataforma de la LAV a la altura de su PK 6+630.

Asociado a esta zona se ha definido una banda de “jabre alterado” que se ha detectado en

el sondeo SD-6+600, en el que se han registrado golpeos bajos en los ensayos SPT o la

hinca de los tomamuestras entre los 18 y 23 m de profundidad, que han llegado a

caracterizarlo como una arena floja. A estos suelos se las ha asignado parámetros

resistentes más bajos en el apartado de caracterización geotécnica de los jabres.

Por último, en la parte alta de la ladera se han observado bloques sueltos de rocas

graníticas embebidos en la masa de jabre o granito meteorizado, o simplemente apoyados

unos sobre otros en un equilibrio aparentemente inestable. Durante la excavación del talud

derecho se observarán los bloques que puedan quedar en situación inestable y se

procederá a su retirada.

El nivel de agua se sitúa muy por debajo del fondo de desmonte, siempre a más de una

quincena de metros de profundidad según los datos de los sondeos. La profundidad del

nivel de agua está motivada por el abatimiento del nivel freático que produjo en el flujo

natural la construcción del túnel 92 hace más de 50 años.


El fondo del desmonte quedará en materiales de alteración del sustrato tipo jabre, con un

contenido de finos inferior al 40% y límite líquido menor de 40, en los que se apoyará

directamente la capa de forma con un espesor proyectado de 0,60 m.

Análisis

El análisis de la estabilidad de este desmonte se ha diferenciado por cada margen: el borde

izquierdo de poca altura sin sostenimiento y el borde derecho con sostenimiento mediante

un muro claveteado y la mayor altura de excavación del tramo.

Desmonte en borde izquierdo

En el borde izquierdo la altura de desmonte es muy inferior a la del derecho, por lo que se

proyectado con una pendiente 1(H):1(V) y sin sostenimientos, excepto entre los PPKK

6+610-6+650 donde se ha interpretado que aparece el jabre alterado por la influencia del

Túnel de Aspera existente, donde el talud se ha tendido al 3(H):2(V).

En el análisis de estabilidad en el borde izquierdo se han realizado sendos cálculos para

cada uno de los taludes proyectados en jabre y jabre alterado, con su altura máxima.

Talud en jabre al 1(H):1(V). Los parámetros resistentes en el jabre son los mismos

empleados en el apartado anterior del desmonte D-1. A efectos del cálculo con la

aceleración sísmica, de forma conservadora se ha considerado el jabre como

material del tipo II granular denso. Según lo indicado en al apartado 5 de Sismicidad

de este anejo, para estos materiales se tiene una aceleración de cálculo ac = 0,054·g

m/s2. La componente horizontal de cálculo es ac·0,5 = 0,027·g m/s2 y la vertical

ac·0,25 = 0,0135·g m/s2. Con estos parámetros, una altura máxima de 6,0 m y el

talud seco se ha obtenido un factor de seguridad de 2,56, que con la acción sísmica

se reduce a 2,45.

Talud en jabre alterado al 3(H):2(V). Según las modelizaciones de elementos finitos

realizadas y la caracterización de la zona afectada, la geometría de la aureola de

afección es de unos 5,0 m de ancho al extradós de cada hastial del túnel, resultando

un ancho total de la zona afectada de unos 20 m. En el jabre alterado se han

estimado los siguientes parámetros resistentes:



Formación SGR. Jabre alterado

Cohesión c = 2,5 kPa


A efectos de cálculo con la aceleración sísmica, en este caso el jabre alterado se ha

considerado como material del tipo III granular medianamente denso, con una

aceleración de cálculo ac = 0,067·g m/s2. La componente horizontal de cálculo es

ac·0,5 = 0,0335·g m/s2 y la vertical ac·0,25 = 0,0167·g m/s2. Con estos parámetros,

una altura máxima de 5,0 m y el talud seco se ha obtenido un factor de seguridad de

1,51, que con la acción sísmica se reduce a 1,41.

Desmonte en borde derecho. Muro Claveteado M-6.5D

En el borde derecho se alcanza la mayor altura de excavación del tramo y se ha proyectado

el muro claveteado M-6.5D con una pendiente 1(H):3(V) y bermas de 5,0 m de ancho con

un máximo de dos bermas en el talud. La altura del primer banco se ha fijado en 9,0 m y el

segundo y tercero en 7,5 m. Por encima de la tercera berma el desmonte se excavará sin

muro con un talud 1(H):1(V) y geoceldas para su revegetación. La interpretación geotécnica

por el alzado del muro es coincidente con la realizada en el perfil longitudinal geológico-

geotécnico.

Modelización del muro para cálculo

Para el cálculo del muro se han realizado varios modelos representativos de las distintas

zonas del muro en función de su altura. Los modelos considerados son:

Modelo Zona 1, muro de una sola altura (altura máxima 9,0 m)

Modelo Zona 2, muro de hasta 3 alturas con 2 bermas (altura máxima de muro 23,6

m)

Modelo Zona 3, muro de hasta 2 alturas en terreno alterado con 1 berma (altura

máxima 16,8 m)

Estos modelos corresponden a las siguientes zonas del muro y reflejadas en los planos del

muro:

MODELOS DE CÁLCULO

PK Inicio PK Final Zona

6+549 6+570 Zona 1

6+570 6+635 Zona 3

6+635 6+770 Zona 2

6+770 6+826 Zona 1


Los análisis de estabilidad se han realizado en las distintas zonas del muro proyectado,

tanto para la estabilidad interna como la estabilidad global y en las diferentes fases

constructivas del muro. Las excavaciones se ha previsto realizarlas en bataches de 1,5 m

de altura.

Los parámetros resistentes de los materiales tipo jabre y jabre alterado en los que se

excavará el desmonte, corresponden a los indicados anteriormente en el apartado del

cálculo de estabilidad en el borde izquierdo. A efectos de cálculo con la acción sísmica

también se han empleado los mismos valores de la aceleración de cálculo ac.

Los parámetros empleados para la modelización de los bulones en las distintas litologías se

detallan en la siguiente tabla para espaciados de bulones de 1,5 x 1,5 m:



PARÁMETROS DE MODELIZACIÓN DE LOS BULONES

Material Adherencia

límite, alim (MPa)

Con Sismo Sin Sismo

Arrancamien

to

Bulbo

(kN/m)

Capacidad

Cabeza

(kN)

Capacidad

Barra

(kN)

Arrancamien

to bulbo

(kN/m)

Capacidad

Cabeza

(kN)

Capacidad

Barra

(kN)

Jabre SGR

(alterado) 0,15 54,37 79,19 238,90 28,56 45,76 138,45

Jabre SGR 0,30 108,80 79,19 238,90 57,10 45,76 138,50

Zona 1

Para el cálculo de la zona 1 se ha analizado la sección correspondiente al PK 6+569, donde

el muro es de una sola altura, pero alcanza su altura máxima con esta tipología (9,0 m). El

factor de seguridad mínimo obtenido con el programa de cálculo para la superficie de rotura

crítica es igual a 1,88 con la acción del sismo y se reduce ligeramente a 1,84 en estático.

Estos factores de seguridad se consiguen empleando bulones de 6,0 m de longitud en todo

la altura del muro en una malla de 1,5 x 1,5 m de separación. El caso crítico en este modelo

corresponde a la situación provisional de la penúltima fase de construcción, es decir con la

última etapa de excavación realizada pero todavía sin aplicar el sostenimiento (bulón y

hormigón proyectado) sobre este último escalón de excavación. El factor de seguridad en

esta fase es de 1,71. Se considera que los factores de seguridad obtenidos para cada fase

de análisis son adecuados.

Cálculo de estabilidad del muro en Zona 1 con sismo en estado definitivo. Factor de Seguridad 1,88



Cálculo de estabilidad del muro en Zona 1 sin sismo en estado definitivo. Factor de Seguridad 1,84

Cálculo de estabilidad del muro en Zona 1 sin sismo en situación provisional (penúltima fase de construcción).

Factor de Seguridad 1,71

Zona 2

En la Zona 2, que corresponde a la mayor altura desmonte con tres bancos, el factor de

seguridad mínimo obtenido con el programa de cálculo para la superficie de rotura crítica es

1,50 con la acción del sismo y se reduce ligeramente a 1,48 en estático. Estos factores de

seguridad se obtienen empleando bulones de 14,0 m de longitud en la zona inferior, 12,0 m

en la zona intermedia y de 6,0 m en la parte superior; todos los bulones distribuidos en una

malla de 1,5 x 1,5 m de separación.







Cálculo de estabilidad del muro en Zona 2 sin sismo en estado provisional. Factor de Seguridad 1,47

En el caso provisional de la penúltima fase de construcción, es decir, con la última etapa de

excavación realizada pero todavía sin el sostenimiento (bulón y hormigón proyectado) el

factor de seguridad es de 1,47. Se considera que los factores de seguridad obtenidos para

cada fase de análisis son adecuados.

Zona 3

La geometría del muro en la Zona 3 es de dos bancos con berma intermedia. En esta zona

del muro se han realizado varios cálculos dado que la ubicación de la zona con jabre

alterado afectada por la construcción del túnel de Aspera sigue el trazado de éste y por lo

tanto su ubicación no es fija y se desplaza con respecto al muro. Tras realizar varios

cálculos, se ha comprobado que la peor ubicación para la estabilidad del muro es en el

margen izquierdo de la zona afectada, coincidiendo con el pie del talud definitivo de tal

manera que la zona de jabre alterado está presente en toda la altura del talud.

El factor de seguridad mínimo obtenido con el programa de cálculo para la superficie de

rotura crítica es 1,58 con la acción del sismo y se reduce ligeramente a 1,53 en el caso

estático. Se consideran estos factores de seguridad adecuados. Estos factores de

seguridad se consiguen empleando bulones de 12,0 m tanto en la zona inferior como en la

superior, dispuestos en una malla de 1,5 x 1,5 m de separación.





Cálculo de estabilidad del muro en Zona 3 sin sismo en estado provisional. Factor de Seguridad 1,49

En el caso provisional de la penúltima fase de construcción, es decir, con la última etapa de

excavación realizada pero todavía sin el sostenimiento (bulones y hormigón proyectado) el

factor de seguridad es de 1,49. Se considera que los factores de seguridad obtenidos para

cada fase de análisis son adecuados.

Excavación de prueba

Para confirmar los parámetros de diseño supuestos para el jabre, y así confirmar la validez

de los cálculos realizados, se ha previsto la realización de una excavación de prueba. La

excavación de prueba se realizará en la zona de mayor altura del desmonte proyectado en

las proximidades del PK 6+680, como se puede apreciar en la figura siguiente.



Cálculo de estabilidad de la excavación de prueba con una altura de 7,0 m. Factor de Seguridad 0,95

Se ha proyectado la excavación de prueba en esta ubicación, y con esta geometría, dado

que en el caso de rotura del talud durante la excavación, el círculo de rotura no afectará el

terreno del desmonte que se quedará de manera definitiva, por lo tanto no causará una

reducción en la resistencia del terreno que compone el talud definitivo.

Según los cálculos realizados, si se realiza un talud con una inclinación vertical en el jabre,

este talud se vuelve inestable tras alcanzar una altura de unos 7,0 m, empleando los

parámetros resistentes del jabre obtenidos de la caracterización (’=35 y c´=25 kPa). Por lo

tanto, si se alcanza la altura de excavación indicada y muestra una estabilidad adecuada en

un periodo de tiempo de unas dos semanas, se puede considerar que los cálculos

realizados son adecuados y los parámetros resistentes reales del terreno son iguales o

superiores a los empleados en los cálculos.

Por el contrario, en el caso de detectar inestabilidades durante la excavación del talud, o

dentro del plazo indicado de las dos semanas, queda en evidencia que los parámetros

resistentes del jabre son inferiores a los supuestos en los cálculos realizados en el presente

proyecto. En este caso sería necesario realizar un retro-análisis de la rotura con el fin de

averiguar, y asignar, unos parámetros resistentes más representativos del jabre presente en

este desmonte. Con los parámetros obtenidos del retro-análisis sería necesario comprobar

la validez de los sostenimientos proyectados y, en caso necesario, modificarlos. Si, tras

realizar el retro-análisis, se ve que los parámetros resistentes son mucho menores que los

empleados en los cálculos de presente proyecto, puede darse el caso de que la estabilidad

global del desmonte se vea comprometida, dado que como se puede apreciar en los

análisis realizados en las zonas 2 y 3 del muro, el factor de seguridad del talud en estado

definitivo es muy próximo al factor de seguridad mínimo exigido a largo plazo de 1,50. Para

mejorar la estabilidad global del desmonte en este caso será necesario realizar un

tratamiento del terreno para mejorar sus parámetros resistentes y forzar el círculo de rotura

más profundo. Este tratamiento del terreno podría ser mediante columnas de jet-grouting,

como se muestra en los planos del muro M-6.5D, o mediante inyecciones. El diseño

definitivo se ha de realizar una vez caracterizado el jabre a partir de los resultados de la

excavación de prueba y del retro-análisis

La instrumentación para la auscultación del muro se desarrolla en el apartado 6.3.10 de

este anejo.


El desmonte, excavado en suelos de alteración tipo jabre, será excavable con medios

mecánicos. De estos suelos se obtendrá un material tipo terraplén, clasificado como apto

para la construcción de los rellenos, incluida la coronación.



6.3.9.9. Desmonte D-6. P.K. 7+343 – P.K. 7+575

Geometría


(m)

Altura

máxima

(m)

Talud

Borde

izquierdo: - - - -

Explanación hasta

plataforma de FFCC

existente

Eje: 7+343 7+575 232 12,0 2(H):1(V) 1,0 m en

coronación

Borde

derecho: 7+343 7+570 227 9,5

Entre PPKK 7+380-7+480

2(H):3(V). Resto 1(H):1(V)



Sondeo: SD-707+750 EG

Calicatas: CD-707+690 EG y CD-707+825 EG


Estaciones geomecánicas: 46, 47, EG-01G y EG-15G

Descripción

El tramo corresponde al primer desmonte en que la traza se sitúa contigua y por el borde

derecho de la plataforma actual del ferrocarril Zamora-Ourense. El desmonte se excavará

en el borde derecho de la LAV mediante el retranqueo del talud existente y en el borde

izquierdo se rebajará hasta la plataforma del ferrocarril. El desmonte discurre desde el

viaducto sobre la carretera Bemposta - N-525 por una suave loma con varias edificaciones

que será necesario demoler.

El desmonte se ha interpretado que desde el inicio del tramo hasta el PK 7+380 y desde el

PK 7+480 hasta el final, donde se ha definido el talud de excavación 1(H):1(V), predomina o

aparece en toda la altura del talud jabre de la formación SGR o roca meteorizada grado IV. El

jabre está constituido por arena muy densa con matriz limo-arcillosa que en profundidad

aparece parcialmente cementada. De forma transicional y bajo al jabre aparece el granito de

la formación GR meteorizado a grado IV y en el tramo central, donde se ha proyectado el

talud con mayor pendiente, el sustrato sano tal y como se ha observado en la trinchera del

ferrocarril y en afloramientos dispersos a lo largo del camino que discurre en coronación. El

Granito de Allariz aparece en los taludes ligeramente meteorizado, grado II-III, y con

resistencia grado 1 a 3, equivalente a una resistencia a compresión simple entre 1 y 50

MPa.

Entre las edificaciones se han cartografiado varias zonas con rellenos RP y puntualmente

R2 que se retirarán con la excavación y cuyo espesor se estima que no supera el metro.

El nivel de agua se sitúa a unos 7 metros según las medidas realizadas en el sondeo del

EGG, pero en el desmonte del ferrocarril de hasta 12 m de altura no se han observado

indicios de la presencia de agua: ni rezumes, filtraciones o humedades; por lo que se estima

que el desmonte se excavará en seco.

La estructura del jabre es masiva y el granito sano presenta una estructura típica de macizo

rocoso fracturado con aspecto masivo por la escasez y gran espaciado de las juntas con

varias familias subverticales y otras subhorizontales más irregulares.


El fondo del desmonte entre los PPKK 7+390-7+540 quedará en roca granítica. En el resto

del desmonte la plataforma se apoyará en suelos tipo jabre de la formación SGR o roca

meteorizada grado IV, que se ha asimilado a un material tipo todo-uno. Tanto el jabre como

la roca meteorizada presentan características adecuadas para el apoyo de la capa de



forma, con un contenido de finos inferior al 40% y límite líquido menor de 40. Para dar

continuidad al espesor de capa de forma definido en los tramos contiguos en relleno y

debido a la poca longitud del fondo de desmonte en roca, la capa de forma se ha definido

en todo el desmonte con un espesor de 0,60 m.

Análisis

En el análisis de la estabilidad de este desmonte se ha diferenciado tramos en función del

material en el que se excavará, suelos tipo jabre y roca meteorizada o roca sana. Como se

ha indicado en el apartado anterior entre los PPKK 7+380-7+480 del eje se excavará el

macizo rocoso granítico y en el resto del desmonte suelos de alteración tipo jabre o la roca

meteorizada grado IV. En los cálculos se ha considerado la altura máxima de desmonte en

cada tipo de material con inclinación uniforme sin el talud tendido en coronación.


La geometría y materiales tipo suelo o roca meteorizada en los que se excavará parte del

desmonte D-6 son los mismos en los que lo hará el D-4 que se describe en un apartado

anterior. La altura del desmonte en suelo del D-6 es menor que la empleada en los cálculos

del D-4, por lo que los factores de seguridad serán mayores que los obtenidos en éste, de

2,29 y 2,21 con sismo.

Desmonte en roca

Los datos de fracturación tomados en las estaciones geomecánicas más próximas al talud,

46 y 47 de Proyecto y EG-01G y EG-15G del EGG, se han intentado agrupar por familias de

juntas. Estos datos se han representado en proyección estereográfica con el plano medio


Proyección polar de los datos de fracturación del desmonte D-6




Discontinuidad

Dirección de

Buzamiento

()

Buzamiento

()

Espaciado

(m)

Continuidad

(m)

Rugosidad

(JRC)

J1 215 75 0,6-2,0 1-3 10

J2 280 80 0,2-0,6 3-10 10

J3 135 85 0,2-0,6 3 8

J4 300 10 0,6-2,0 3-10 6

J5 100 10 0,2-0,6 3-10 8

De acuerdo a los resultados del rebote con el esclerómetro de Schmidt en las estaciones





posibilidad de movimiento en el talud derecho, ya que como se ha indicado en el borde

izquierdo se explanará hasta la plataforma del ferrocarril existente. Para el talud

recomendado se obtienen los siguientes resultados:

TALUD BORDE DERECHO

Talud 2(H):3(V)

Intersección


Inestable

(m3)

Bloque medio

Total

Posibles

Inestables

(FS<1,0)

Volumen

(m3)

Factor de

Seguridad

J1 – J4 8071 0 (0%) - 1,189 7,18

J2 – J4 6132 0 (0%) - 0,451 23,29

J3 – J4 991 0 (0%) - 0,009 8,70

J4 – J5 3944 0 (0%) - 0,227 35,29



observar en el talud de la trinchera del ferrocarril con pendiente mayor que la calculada en

roca sana.

Con estos resultados de los cálculos de estabilidad no se considera necesario para los

taludes propuestos, tanto en suelo como en roca, la instalación de medidas de contención o

sostenimiento de los taludes, a pesar de lo cual se recomienda que durante la obra deberá

haber un técnico especializado que pueda definir alguna actuación especial.


Los materiales tipo jabre, SGR, serán excavables con medios mecánicos (aproximadamente


excavación (20%). El sustrato rocoso sano, GR, será excavable mediante voladura (50%),

que por la proximidad a la plataforma del ferrocarril puede ser necesario sustituir por

excavación con martillo picador. En el caso de que se emplee voladura, se recomienda que

ésta se realice con precorte.

Se estima que el volumen de rellenos RP y R2 a excavar en el desmonte significará una

ínfima fracción del mismo. Se excavará con medios mecánicos.




coronación.

De la excavación del macizo granítico, se obtendrá pedraplén utilizable en la construcción

de los rellenos de la plataforma.

6.3.9.10. Desmonte D-7. P.K. 7+860 – P.K. 7+905

Geometría


(m)

Altura

máxima

(m)

Talud

Borde

izquierdo: - - - -

Explanación hasta

plataforma de FFCC

existente

Eje: 7+860 7+905 45 <1,0

Borde

derecho: 7+860 7+910 50 <1,0

Muro con pantalla

acústica





Calicata: CE-7+900


Estación geomecánica: 48

Descripción

El tramo en desmonte, de poca entidad, discurre por una zona plana contigua a la

plataforma del ferrocarril Zamora-Ourense, desde el relleno de acceso al estribo del

viaducto sobre la OU-105. El desmonte de altura inferior al metro y casi a cota de terreno,

corresponde a la excavación necesaria para construir la plataforma de la LAV proyectada.

Por el borde izquierdo se explanará hasta la plataforma del ferrocarril y en el borde derecho,

en toda su longitud, se ha proyectado un muro de hormigón para la instalación de pantallas

acústicas.

El desmonte se excavará en suelos tipo jabre de la formación SGRODE, constituidos por

arena con algo de limo y compacidad densa a muy densa, pasando a parcialmente

cementados en profundidad, por debajo de la cota de explanación.

No se ha detectado el nivel de agua en la investigación realizada y se estima que se

encuentra entre 4 y 6 m de profundidad.


El fondo del desmonte quedará en jabre de la formación SGRODE, con un contenido de finos

inferior al 40% y límite líquido menor de 40, en los que se apoyará directamente la capa de

forma con un espesor proyectado de 0,60 m.

Análisis

En este desmonte el análisis de estabilidad no se considera crítico por la altura de

excavación inferior al metro y que con la construcción de un muro en el borde derecho no

existen taludes permanentes en suelos.


Todo el desmonte será excavable con medios convencionales y el producto de la

excavación será un material tipo terraplén clasificado como apto para la construcción de los

rellenos de la plataforma.

6.3.9.11. Desmonte D-8. P.K. 7+955 – P.K. 8+505

Geometría


(m)

Altura

máxima

(m)

Talud

Borde

izquierdo: - - - -

Explanación hasta

plataforma de FFCC

existente

Eje: 7+955 8+505 550 12,5 2(H):1(V) 1,0 m en

coronación

Borde

derecho: 7+955 8+505 550 12,5

1(H):1(V). Muro hasta

PK 8+110 y desde PK

8+320





Sondeos: SE-8+260, ST-8+440 y SE-708+680 EG

Calicatas: CR-708+570 EG y CD-708+820 EG

Penetrómetros: PE-8+240, PE-8+245, PE-708+640 EG (1 y 2), PD-8+405 BIS,

PD-8+405 y PE-708+750 EG (1 y 2)

Inventario de Taludes: T-23, T-24, T-25, T-26

Estaciones geomecánicas: 49 a 51, 53, 56 y EG-72G

Descripción

En este desmonte se pueden diferenciar claramente dos tramos por geometría del propio

desmonte y condiciones geotécnicas de los materiales. El primer tramo es desde el inicio

hasta el PK 8+160 y el segundo desde este punto hasta el final del desmonte en la boquilla

del Túnel de Curuxeirán. En ambos tramos la plataforma de la LAV discurre contigua al

ferrocarril existente Zamora-Ourense y los taludes proyectados constituyen retranqueo por

el borde derecho de los actuales. En el segundo tramo se ha incluido el análisis del talud

frontal del túnel.

Tramo PPKK 7+955-8+160

En el primer tramo el trazado discurre casi a cota de terreno y la altura de excavación es

inferior al metro, con varios tramos intercalados cuya sección en el eje casi se ajusta a un

relleno. La topografía es plana con varios caminos asfaltados de acceso a distintas

edificaciones y se cruza una vaguada en la parte final. Hasta el PK 8+110 se ha proyectado

en el borde derecho un muro de hormigón para la instalación de pantallas acústicas.

Los materiales en los que se excavará el desmonte en este primer tramo, corresponden

principalmente a rellenos de distinta naturaleza, R2, RP y RE, depósitos de fondo de

vaguada QFV en el cruce de la vaguada y en menor proporción suelos tipo jabre de la

formación SGRODE. Como sustrato en todo este tramo aparece el Granito de Ourense, GRODE,

aunque no se excavará. Los rellenos R2 son vertidos que hay junto a la plataforma del

ferrocarril constituidos por materiales heterogéneos, incluidos bolos de piedra, con un

espesor de hasta 2,0 m; mientras que los rellenos RP y RE constituyen los rellenos de los

caminos y zonas edificadas con un espesor de 0,5-1,0 m. Todos estos rellenos se deberán

sanear en el fondo del desmonte. Los suelos de la formación QFV aparecen entre los PPKK

8+050-8+160 con un espesor máximo en el centro de la vaguada de unos 2,5 m. Está

constituida por arena con algo a bastante limo y compacidad floja el metro superior y

medianamente densa el resto. Los materiales anteriores se apoyan todos en el jabre que se

excavará únicamente en las zonas entre rellenos antrópicos y está formado por arena con

algo de limo muy densa. El espesor del jabre sobre el sustrato granítico varía entre un metro

y unos diez en el centro de la vaguada.

El nivel de agua en esta zona, de acuerdo a la investigación realizada y a las observaciones

en varios puntos de agua inventariados, es ascendente desde unos 4,0 m en el comienzo

hasta situarse a un metro de la superficie en la zona de la vaguada.

Tramo PPKK 8+160-8+505

En el segundo de los tramos en el que se puede diferenciar este desmonte, desde el PK

8+160, la topografía tiene un relieve más irregular y ascendente hasta culminar en un cerro

transversal a la traza donde finaliza el desmonte y en el que se construirá el Túnel de

Curuxeirán en paralelo al ya existente. Las excavaciones de mayor altura se dan en este

tramo. A la altura del PK 8+385 se cruza una vaguada en la que en la trinchera actual existe

un muro de piedra de hasta 4,0 m de altura para contener suelos cuaternarios y unos

rellenos vertidos. También en el PK 8+440 existe un paso superior que permite el cruce de

un camino sobre el ferrocarril y que será necesario demoler. En el borde derecho de la LAV

se encuentra la carretera Rairo-Bemposta que se va acercando hasta situarse contigua al

trazado de proyecto desde el PK 8+350 aproximado. Por este motivo y la necesidad de



encajar un camino de servicio entre la carretera y la LAV, los taludes de excavación desde

el PK 8+310 se harán verticales con un sostenimiento mediante un muro claveteado que

enlaza con la boquilla del túnel. Las litologías en las que se construirá el muro varían a lo

largo de éste desde suelos cuaternarios y rellenos hasta el macizo rocoso del Granito de

Ourense.

En este segundo tramo, un importante punto de observación de los materiales en los que se

excavará el desmonte lo constituye la trinchera del ferrocarril que se retranquea para la

LAV. De acuerdo a estos taludes y la investigación realizada el sustrato rocoso del Granito

de Ourense, GRODE, aparece con una morfología alomada asociada a los procesos de

meteorización, es decir, en los puntos altos el sustrato aparece sano con grado de

meteorización II-III y hacia los puntos bajos aumenta el grado de alteración hasta formar

suelos tipo jabre de la formación SGRODE. El desarrollo máximo de estos suelos se da en el

comienzo del tramo con un espesor de hasta 9,0 m. El desmonte se excavará en toda su

altura en granito entre los PPKK 8+270-8+305 y desde el PK 8+440 hasta la boquilla del

túnel. En el resto del desmonte se excavará el sustrato con grado de meteorización grado

IV, junto con jabre, ocasionales rellenos de caminos y en el cruce de la vaguada depósitos

QFV y rellenos R2.

El granito con meteorización grado II-III tiene una resistencia que se ha estimado entre

grado 1 y 3, equivalente a una resistencia a compresión simple entre 1 y 50 MPa. En el

granito más alterado, grado IV, disminuye la resistencia. La estructura observada en la

trinchera presenta una estructura típica de macizo rocoso fracturado con aspecto masivo

por la escasez y gran espaciado de las juntas con varias familias subverticales y otras

subhorizontales más irregulares. El jabre, SGRODE, está constituido por arena con pocos

finos y grava y compacidad por lo general muy densa.

Los depósitos de fondo de vaguada de la formación QFV están constituidos por arena limosa

con compacidad floja y se ha interpretado que aparecen en una anchura de unos 30 m,

centrado el eje de la vaguada en el PK 8+385. El espesor máximo reconocido en un sondeo

del EGG es inferior al metro. Sobre estos suelos y con la misma extensión aparecen los

rellenos R2, que forman parte de las tierras vertidas en la salida de un paso bajo la

carretera Rairo-Bemposta que coincide con el punto bajo que forma la vaguada y están

constituidos por arena con algo de limo floja y un espesor de unos 2,2 m, procedente

probablemente de los desmontes próximos de la propia carretera.

Con los datos de piezometría registrados en la investigación mecánica el nivel de agua se

sitúa muy próximo o por encima de la superficie de explanación en todo el segundo tramo

del desmonte. Pero los taludes de la trinchera del ferrocarril, cuya cota es casi la misma que

la proyectada para la LAV, se encuentran secos y no se han observado indicios de rezumes

ni humedades, por lo que se estima que las excavaciones se harán en seco.


En la definición del fondo del desmonte también se pueden diferenciar los mismos tramos

que se han descrito en el apartado anterior. Hasta el PK 8+160 en el fondo de desmonte

será necesario sanear rellenos de distinta naturaleza y suelos QFV con baja compacidad, los

tramos y espesores se resumen en la siguiente tabla.

SANEOS EN FONDO DE DESMONTE

PK Inicial PK Final

Longitud del

Tramo

(m)

Terreno a Sustituir

Espesor

(m) Tipo de Terreno

7+955 7+980 25 2,0 Relleno R2

7+980 8+000 20 1,0 Relleno R2 (BI)

Relleno RP (BD)

8+000 8+045 45 0,5 Rellenos RP y

RE

8+045 8+160 115 1,0 Depósitos QFV y

relleno RE

El material de sustitución en fondo de desmonte en los tramos anteriores, debido a la

proximidad del nivel de agua a la cota de explanación, se ha definido con una granulometría



que le dé un cierto grado de impermeabilidad. Así el contenido de finos se ha fijado entre el

25 y 40% con un límite líquido inferior a 40. También por la proximidad del nivel de agua,

hasta el PK 8+328 se dispondrá dren bajo cuneta.

En el segundo tramo entre el PK 8+160 y el final del desmonte no será necesario realizar

saneos en fondo de desmonte, donde se alternan las secciones en suelos tipo jabre y roca

meteorizada con secciones en roca sana según la siguiente tramificación.

SANEOS EN FONDO DE DESMONTE

PK Inicial PK Final

Longitud del

Tramo

(m)

Material en fondo de desmonte

Formación Tipo de Terreno

8+160 8+265 105 SGODE y GRODE GM-

IV

Suelos con finos

<40% y límite líquido

<40

8+265 8+355 90 GRODE Roca

8+355 8+390 35 SGODE y GRODE GM-

IV

Suelos con finos

<40% y límite líquido

<40

8+390 8+505 115 GRODE Roca

La plataforma se ha definido con un espesor de capa de forma de 0,60 m en ambos tramos

en los que se ha diferenciado el desmonte, para dar continuidad entre ellos y con los tramos

anteriores en relleno.

Análisis

En el análisis de estabilidad de este desmonte se han diferenciado las distintas geometrías

y materiales en los que se excavará. En el tramo comprendido desde el inicio hasta el PK

8+160 el análisis de estabilidad no se considera crítico por la altura de excavación inferior al

metro y que con la construcción de un muro hasta el PK 8+110 en el borde derecho, sólo

existen taludes permanentes en suelos desde este punto.

En el resto del desmonte se han analizado las situaciones de taludes definitivos en suelo y

roca meteorizada, en roca sana y los taludes con sostenimiento de muro claveteado. Por

último se ha analizado la estabilidad del talud frontal provisional del Túnel de Curuxeirán.


La geometría y materiales tipo suelo o roca meteorizada en los que se excavará parte del

desmonte hasta el PK 8+270 son los mismos en los que lo hará el D-4 que se describe en

un apartado anterior. La altura del desmonte en suelo del D-8 es menor que la empleada en

los cálculos del D-4, por lo que los factores de seguridad serán mayores que los obtenidos

en éste, de 2,29 y 2,21 con sismo.

Desmonte en roca

Como se ha indicado en la descripción del desmonte entre los PPKK 8+270-8+305, se ha

interpretado que se excavará en roca sana en toda su altura. Los datos de fracturación

tomados en las estaciones geomecánicas tomadas en la trinchera del ferrocarril, 49, 50 y 51

de Proyecto, se han intentado agrupar por familias de juntas. Estos datos se han

representado en proyección estereográfica con el plano medio en la siguiente figura.



Proyección polar de los datos de fracturación del desmonte D-8. PPKK 8+270-8+305




Discontinuidad

Dirección de

Buzamiento

()

Buzamiento

()

Espaciado

(m)

Continuidad

(m)

Rugosidad

(JRC)

J1 215 75 0,6-2,0 1-3 10

J2 280 80 0,2-0,6 3-10 10

J3 135 85 0,2-0,6 3 8

J4 300 10 0,6-2,0 3-10 6

J5 100 10 0,2-0,6 3-10 8


geomecánicas del EGG más próximas, a las juntas se les ha asignado una resistencia de

50 MPa.


posibilidad de movimiento en el talud derecho, ya que como se ha indicado en el borde

izquierdo se explanará hasta la plataforma del ferrocarril existente. Para el talud

recomendado se obtienen los siguientes resultados:

TALUD BORDE DERECHO

Talud 1(H):1(V)

Intersección


Inestable

(m3)

Bloque medio

Total

Posibles

Inestables

(FS<1,0)

Volumen

(m3)

Factor de

Seguridad

J3 – J5 6613 0 (0%) - 1,427 33,55

J4 – J5 4761 0 (0%) - 0,249 18,30



observar en el talud de la trinchera del ferrocarril con pendiente mayor que la calculada en

roca sana.

Con estos resultados de los cálculos de estabilidad no se considera necesario para los

taludes definitivos propuestos hasta el comienzo del muro claveteado, tanto en suelo como

en roca, la instalación de medidas de contención o sostenimiento de los taludes, a pesar de

lo cual se recomienda que durante la obra deberá haber un técnico especializado que

pueda definir alguna actuación especial.

Muro claveteado M-8.3D

El muro M-8.3D se construirá con talud vertical y sin bermas desde el PK 8+310 hasta la

boquilla sur del Túnel de Curuxeirán, únicamente en el borde derecho.



Caracterización

A lo largo de la longitud el muro aparecen materiales tipo suelo como el jabre SGRODE,

depósitos de fondo de vaguada QFV y rellenos antrópicos no compactados R2. En el tramo

final aparece el sustrato rocoso granítico de la formación GRODE. Para el cálculo de la

estabilidad del muro claveteado se han empleado los siguientes parámetros geotécnicos:

PARÁMETROS DE CÁLCULO DESMONTE D-8

Material Densidad

(kN/m3)

Cohesión

(kPa)

Ángulo de fricción

()

R1 20 20 35

R2 18 2 29

QFV 18 2 30

SGRODE 20 25 35

GRODE (GM IV) 20 50 35

Como se puede apreciar en la tabla los parámetros de la formación QFV se han aumentado

ligeramente respeto a los parámetros resistentes asignado en la caracterización de esta

unidad. La razón para aumentar la cohesión es debido a que en este emplazamiento esta

formación se sitúa debajo de una altura de unos 3,0 m de relleno y una sobrecarga de

tráfico, y se ha considerado que sobre estos suelos se habrá producido una consolidación y

compactación del mismo lo cual aumentaría ligeramente su resistencia.

Los parámetros de los rellenos R2 en el emplazamiento se han obtenido mediante un retro-

análisis de la geometría actual en el emplazamiento, como se puede apreciar en la figura a

continuación:

Cálculo de estabilidad en el PK 8+380 con parámetros c´=2 kPa y ´=29 en los materiales

R2 sin sismo en estado inicial. Factor de Seguridad 1,48. (Círculos de rotura con FS <1,5)

El factor de seguridad obtenido con los parámetros resistentes de c´=2 kPa y ´=29 es de

1,47, el cual parece razonable para un talud existente estable.



zonas en función del material en el que se construirá, los modelos considerados son:

Modelo 1, muro de una sola altura en el eje del paso inferior existente en el PK

8+380 (altura del muro 5,3 m). En este punto los suelos tipo R2 y QFV tienen su

espesor máximo, unos 3,4 m.



Modelo 2, muro de una sola altura en la aleta del paso inferior existente PK 8+390

(altura del muro 5,6 m). En este punto los suelos tipo R2 y QFV mantienen el espesor

máximo del modelo 1, unos 3,4 m.

Modelo 3, muro de una sola altura en el PK 8+420 (altura de muro 8,0 m). En este

punto los suelos de las formaciones SGRODE y GRODE (GM IV) tienen su espesor

máxima, 6,0 m.

Modelo 4, muro de una altura con su altura máxima, situado en roca GRODE (GM II-III)

(altura máxima 12,5 m).

A partir de estos modelos se ha establecido la distribución de los bulones en las zonas en

suelo (empleando los modelos 1, 2 y 3 de altura máxima de suelos PPKK 8+380, 8+390 y

8+420) y en el caso del modelo 4 en roca.




constructivas del muro. La excavación del muro se ha proyectado realizarla en bataches con

una longitud máxima de 5,0 m y entre 1,0 y 1,5 m de altura en función del material. En este

sentido hay que remarcar que la ejecución mediante bataches de tamaño reducido, genera

un efecto de confinamiento en tres dimensiones que es imposible simular adecuadamente

en un modelo de equilibrio límite de deformaciones planas. Así, el factor de seguridad

obtenido en los cálculos de fases constructivas se puede considerar como infraestimaciones

del factor de seguridad real.

Los parámetros resistentes de los materiales son los indicados en el apartado anterior de

‘Caracterización’. A efectos de cálculo de la aceleración sísmica se han considerado los

materiales de relleno R2 como Tipo IV (suelos granulares sueltos) con un coeficiente C=

2,0. Según lo indicado en el apartado de Sismicidad de este Anejo, a estos materiales les

corresponde una aceleración de cálculo ac = 0,083·g m/s2. La componente horizontal de la

aceleración sísmica a introducir en el análisis es igual a 0,0415·g m/s2 y la componente

vertical 0,02075·g m/s2, tras aplicar las reducciones indicados en el “Eurocódigo 8 Parte 5:

Cimentaciones, estructuras de contención de tierras y aspectos geotécnicos”, para los

cálculos de estabilidad de taludes en análisis pseudo-estático. En el jabre y roca alterada se

ha considerado el material como Tipo II (suelos granulares densos) con un coeficiente C=

1,3 (ac = 0,054·g m/s2) y una aceleración sísmica horizontal de 0,027·g m/s2 y vertical de

0,0135·g m/s2. En el modelo en roca se ha considerado un material Tipo I (roca compacta)

con un coeficiente C= 1,0 (ac = 0,042·g m/s2) y una aceleración ac que en el programa de

cálculo de bloques y cuñas se aplica únicamente como la componente horizontal de 0,021·g

m/s2.

Los parámetros empleados para la modelización de los bulones, en las distintas litologías se

detallen en la siguiente tabla para espaciados de bulones de 1,0 x 1,0 m y 1,5 x 1,5 m, cuya

única diferencia es la capacidad en cabeza:


Material

Adherencia

límite, alim

(MPa)

Con Sismo Sin Sismo

Arrancamiento

bulbo

(kN/m)

Capacidad

Cabeza (1)

(kN)

Capacidad

Barra

(kN)

Arrancamiento

bulbo

(kN/m)

Capacidad

Cabeza (1)

(kN)

Capacidad

Barra

(kN)

R2 0,05 18,1 99,7 / 79,19 238,9 9,5 57,6 / 45,76 138,5

QFV 0,05 18,1 99,7 / 79,19 238,9 9,5 57,6 / 45,76 138,5

Sgrode 0,3 108,8 99,7 / 79,19 238,9 57,1 57,6 / 45,76 138,5

Grode 1,0 362,5 99,7 / 79,19 238,9 190 57,6 / 45,76 138,5

(1) El primer valor corresponde a una distribución de 1,0 x 1,0 m y el segundo a 1,5 x 1,5 m.

Modelo 1

El Modelo 1 corresponde a la sección que coincide con el eje central del paso inferior

situado por encima del muro claveteado en el PK 8+380, donde el muro es de una sola

altura y cuenta con el espesor máximo de suelos cuaternarios y rellenos, unos de 3,4 m.




rotura crítica es igual a 1,37 con la acción del sismo y aumenta ligeramente a 1,46 en el

caso estático. Estos factores de seguridad se consiguen empleando bulones de 6,0 m de

longitud en todo la altura del muro en una malla de 1,0 x 1,0 m de separación. Estos

factores de seguridad mínimos corresponden a la superficie de rotura que se genera en el

relleno de la carretera existente situado por encima del muro, por lo que las superficies que

atraviesan el muro tendrán factores de seguridad mayores.

En el caso provisional de la tercera fase de construcción, es decir con la penúltima etapa de

excavación realizada en los materiales R2 y QFV, pero todavía sin el sostenimiento (bulón y

hormigón proyectado), el factor de seguridad es de 1,19. Se considera que los factores de

seguridad obtenidos para cada fase de análisis son adecuados.

Modelo 1. Cálculo de estabilidad PK 8+380, sin sismo en estado definitivo. Factor de Seguridad 1,46

Modelo 1. Cálculo de estabilidad PK 8+380, con sismo en estado definitivo. Factor de Seguridad 1,37

Modelo 1. Cálculo de estabilidad PK 8+380, etapa 3 de construcción sin sismo. Factor de Seguridad 1,22



Modelo 2

El Modelo 2 corresponde a una sección situado en el PK 8+390 donde el pie del relleno de

la carretera, situado por encima del muro claveteado, se aproxima más a la coronación del

muro. El muro es de una sola altura con el espesor máximo de suelos cuaternarios y

rellenos R2, su altura total en esta ubicación es de unos 5,3 m con un espesor total de

suelos de 3,4 m.


rotura crítica es igual a 1,40 con la acción del sismo y aumenta ligeramente a 1,50 en

estático. Estos factores de seguridad se consiguen empleando bulones de 6,0 m de longitud

en todo la altura del muro en una malla de 1,0 x 1,0 m de separación.



Es de destacar que estos factores de seguridad corresponden a roturas en el relleno de la

carretera existente situado por encima del murro claveteado. Por lo tanto, las roturas a

través del muro claveteado tendrán factores de seguridad más elevados.

En el caso provisional de la tercera fase de construcción, es decir con la penúltima etapa de

excavación realizada en los materiales R2 y QFV pero todavía sin el sostenimiento

(bulonado) el factor de seguridad es de 1,25. Se considera que los factores de seguridad

obtenidos para cada fase de análisis son adecuados.



Modelo 2. Cálculo de estabilidad PK 8+390, etapa 3 de construcción sin sismo. Factor de Seguridad 1,25

Modelo 3

El Modelo 3 corresponde al PK 8+420 donde el muro retiene a la altura máxima de material

clasificado como suelos de las formaciones SGRODE y GRODE (GM IV) con un espesor de 6,0

m y una altura total del muro de 8,0 m. El muro es de una sola altura.


rotura crítica es igual a 1,50 con la acción del sismo y este valor aumenta ligeramente a

1,61 en el caso estático. Estos factores de seguridad se consiguen empleando bulones de

6,0 m de longitud en todo la altura del muro en una malla de 1,5 x 1,5 m de separación. Es

de destacar que estos dos factores de seguridad corresponden a la estabilidad del terraplén

situado por encima del muro claveteado, y que la rotura a través del muro claveteado tiene

un factor de seguridad superior a estos valores.





Modelo 4

El Modelo 4 corresponde a la zona final del muro, desde el PK 8+440 hasta la boquilla del

Túnel de Curuxeirán. El muro es de una sola altura, de 12,5 m, y se excava en su totalidad

en Granito de Ourense con un grado de meteorización grado II-III.

El análisis de estabilidad de este tramo en roca, se ha realizado partiendo del estudio de la

fracturación del macizo rocoso, de la misma forma que en los desmontes en roca. Los datos

de fracturación tomados en las estaciones geomecánicas realizadas en la trinchera del

ferrocarril y en el cerro en el que se encuentra el túnel, 53 y 56 de Proyecto y EG-72G del

EGG, se han intentado agrupar por familias de juntas. Estos datos se han representado en

proyección estereográfica con el plano medio en la siguiente figura.

Proyección polar de los datos de fracturación del desmonte D-8. PPKK 8+440-8+505



DESMONTE D-8. MODELO 4. FAMILIAS DE DISCONTINUIDADES

Discontinuidad


()

Buzamiento

()

Espaciado (m)

Continuidad (m)

Rugosidad (JRC)

J1 025 85 0,2-0,6 3-10 10

J2 285 85 0,6 10-20 10

J3 335 80 0,6-2,0 10 10

J4 110 25 0,6-2,0 10-20 12

De acuerdo a los resultados del rebote con el esclerómetro de Schmidt en la estación

geomecánica del EGG, a las juntas se les ha asignado una resistencia de 50 MPa.




posibilidad de movimiento en el talud vertical con el que se excava el muro. De forma

conservadora se ha contemplado en un primer análisis que se excava toda la altura del

desmonte y antes de la instalación del sostenimiento. Para el talud vertical proyectado se

obtienen los siguientes resultados:

DESMONTE SIN SOSTENIMIENTO Talud Vertical

Intersección


Inestable (m3)

Bloque medio

Total Posibles

Inestables (FS<1,0)

Volumen (m3)

Factor de Seguridad

J1 – J2 8142 6599 (81%) 95,185 5,926 0,49

J1 – J3 8377 4756 (57%) 18,356 7,472 0,60

J2 – J3 9275 9073 (98%) 108,260 11,933 0,43

Con las hipótesis anteriores, las intersecciones son inestables con volúmenes de cuñas

importantes. Los resultados obtenidos son muy desfavorables en comparación con lo

observado en la trinchera del ferrocarril que para alturas similares, aunque una pendiente

menor, las cuñas que se forman tienen un tamaño muy reducido inferior al metro cúbico.

Vista del Talud T-25 del inventario de taludes, con formación de cuñas de tamaño inferior al metro cúbico.

En el programa SWEDGE se ha calculado el sostenimiento con varias comprobaciones,

tanto con el hormigón proyectado como los bulones del muro claveteado previstos,

considerando el mayor bloque inestable que se puede generar con la intersección de las

juntas J2 y J3 en toda la altura del desmonte.

Con hormigón proyectado (10 cm y resistencia al corte 300 t/m2) todas las posibles

cuñas pasan a ser estables con factores de seguridad superiores a 6 en todos los

casos.



Con bulones. El programa permite representar un único bulón, que se ha modelizado

con una inclinación de 15 grados respecto al plano horizontal y longitud de 4 m. El

cálculo se realiza para obtener la capacidad del bulón pasivo con un factor de

seguridad de 1,5 en el bloque más grande que se puede generar. Con estos datos se

obtiene la capacidad el bulón pasivo, que en el caso de la mayor cuña entre J2 y J3

es de unas 100 toneladas. Sin embargo, la propia guía del programa SWEDGE no

recomienda este cálculo para un modelo probabilístico ya que la capacidad puede

variar en función del bloque analizado.

Con una presión aplicada a la cara del talud. Para un modelo probabilístico de

análisis de estabilidad de cuñas, este es el método que recomienda el programa

SWEDGE. A partir de la capacidad máxima del bulón obtenida en el modelo anterior,

se divide por la superficie de la cuña en la cara del talud (95 m2) y se obtiene una

presión por unidad de superficie, a la que se le aplica la misma inclinación de 15

grados, para la capacidad de 100 t / 95 m2 1,05 t/m2. La distribución de bulones

seleccionada, considerando el tamaño máximo de la cuña en sentido horizontal y que

los escalones de excavación serán de 1,5 m, es de 3,5 m x 1,5 m. La presión

aplicada a la superficie de la cuña por la cuadricula de bulones da aproximadamente

la capacidad de cada bulón. En el modelo analizado 1,05 t/m2 x (1,5 m x 3,5 m) = 5,5

t para el factor de seguridad de 1,5. Una capacidad de 5,5 t de carga de trabajo del

bulón se puede conseguir con una barra de tipo GEWI de diámetro 25 mm y un

empotramiento superior a 2,0 m en granito sano GM II-III.

Cuña máxima entre J2 y J3. La flecha roja indica la fuerza de presión de 1 t/m2

para un factor de seguridad de 1,5 y la amarilla la dirección del sismo.

Con el sostenimiento proyectado para el modelo en roca y con la capacidad y distribución

de los bulones anteriores, en todas las posibles cuñas y bloques que se puedan formar el

factor de seguridad será al menos 1,5.

Resumen del sostenimiento y ejecución del muro

Lo que se desprende de los cálculos realizados a partir de los cuatro modelos realizados, es

que el sostenimiento y método de ejecución del muro claveteado debería ajustarse a los

materiales encontrados durante la excavación. Para simplificar la ejecución se han previsto

tres métodos de ejecución con un sostenimiento para cada uno:

Zonas en suelos R2 y QFV

Para la ejecución del muro en estos materiales se ha proyectado una altura máxima de

excavación de 1,0 m en bataches no superiores a 5,0 m de longitud. El sostenimiento

provisional a aplicar es de 10 cm de hormigón proyectado y bulones de 6,0 m de longitud



tipo barra de 25 mm de diámetro de acero B500 (tipo GEWI) y con una protección frente a la

corrosión correspondiente a bulones permanentes. Los bulones si situarán en una malla de

1,0 x 1,0 m de separación.

Zonas en suelos SGRODE y GRODE (GM IV)


excavación de 1,5 m sin límite horizontal de extensión. El sostenimiento a aplicar es de 10

cm de hormigón proyectado y bulones de 6,0 m de longitud tipo barra de 25 mm de

diámetro de acero B500 (tipo GEWI) y con una protección frente a la corrosión

correspondiente a bulones permanentes. Los bulones si situarán en una malla de 1,5 x 1,5

m de separación.

Zonas en roca GRODE (GM < IV)

Para la ejecución del muro en roca sana se ha proyectado una altura mínima de excavación

de 1,5 m sin límite de extensión horizontal. El sostenimiento a aplicar es de 10 cm de

hormigón proyectado y bulones de 4,0 m de longitud tipo barra de 25 mm de diámetro de

acero B500 (tipo GEWI) y con una protección frente a la corrosión correspondiente a

bulones permanentes. Los bulones si situarán en una malla de 1,5 x 3,5 m de separación.

Se podría emplear bulones temporales en la zona que posteriormente queda tapada por el

relleno del falso túnel.

El sostenimiento definitivo para todos los muros es de 25 cm de espesor de hormigón HA-

25 encofrado in-situ.


este anejo.

Talud frontal boquilla sur. Túnel Curuxeirán

Los datos de fracturación del macizo considerados en el apartado anterior en el Modelo 4

del muro claveteado, son con los que se ha analizado la estabilidad del talud frontal

provisional del Túnel de Curuxeirán.

Con las familias de juntas consideradas y para la orientación e inclinación del talud frontal,

1(H):3(V) y 15 m de altura, únicamente una intersección tiene posibilidad de movimiento,

J2J4. Del análisis probabilístico se obtiene un factor de seguridad mínimo igual a 5,07. Con

estos resultados no sería necesario disponer sostenimientos en el talud frontal, pero por

seguridad durante la realización del túnel se ha proyectado un sostenimiento de hormigón

proyectado (5+5 cm), malla electrosoldada y bulones de 6,0 m de longitud con una

distribución de 2 x 2 m.


Como se ha indicado, hasta el PK 8+160 se excavarán abundantes rellenos y en menor

proporción suelos que serán excavables con medios convencionales. En su conjunto se

recomienda retirarlos a vertedero los excavados hasta el PK 8+070, al estimarse que no

será posible realizar una excavación diferenciada entre rellenos y suelos válidos, además

del poco volumen de tierras que esto supone. Desde este punto hasta el PK 8+160 se

excavarán suelos QFV que a pesar de baja su compacidad, se estima que se podrán

emplear en la construcción de los rellenos de las reposiciones de caminos y desvíos de la

obra.



Desde el PK 8+160 se ha estimado en el conjunto de los materiales que se excavarán en el

desmonte aproximadamente un 50% del volumen total serán excavables con medios

mecánicos y un 30% requerirá de ripado previo para su excavación. El sustrato rocoso

sano, GR, será excavable mediante voladura (20%), que por la proximidad a la plataforma

del ferrocarril puede ser necesario sustituir por excavación con martillo picador. En el caso

de que se emplee voladura, se recomienda que ésta se realice con precorte.

De los suelos se obtendrá material tipo terraplén (40%) y del sustrato meteorizado material

tipo todo-uno (40%). Ambos tipos de material se clasifican como aptos y se podrán emplear

en la construcción de los rellenos del tramo, incluida la coronación.

De la excavación del macizo granítico sano, se obtendrá pedraplén utilizable en la


6.3.9.12. Desmonte D-9. P.K. 8+630 – P.K. 8+715

Geometría


(m)

Altura

máxima

(m)

Talud

Borde

izquierdo: - - - -

Explanación hasta

plataforma de FFCC

existente

Eje: 8+630 8+715 85 6,5

Borde

derecho: 8+630 8+725 95 8,5 Muro claveteado vertical



Sondeos: ST-8+520 y SV-708+950 EG

Calicata: CD-708+910 EG

Penetrómetro: PV-709+000 EG


Estaciones geomecánicas: 55, 57, EG-12G y EG-71G

Descripción

Este desmonte corresponde al proyectado después de la boquilla norte del nuevo túnel de

Curuxeirán. El nuevo desmonte se excavará mediante el retranqueo del talud derecho del

desmonte de la plataforma del FFCC actual, que continúa estando adyacente a la nueva

plataforma. En toda la longitud del desmonte se ha proyectado un muro claveteado en cuya

coronación discurrirá un camino de servicio de la LAV. Hay que indicar la finalidad del muro

es evitar que el nuevo desmonte llegue a afectar al relleno de la carretera Rairo-Bemposta,

que en esta zona continua situada muy próxima a la LAV.

El desmonte se excavará en parte en jabre (formación SGRoDE) que en profundidad se

transforma en granito de Ourense (GRODE) con un grado variable de meteorización, además

de que en la coronación de su zona final aparecen depósitos de fondo de vaguada

(formación QFV), y en zonas localizadas rellenos sin compactar (rellenos R2) y rellenos

pavimentados. Los depósitos de fondo de vaguada presentan un espesor del orden de 1-2

metros y su naturaleza es arenolimosa floja. Recubriendo a estos materiales en la zona del

desmonte, existen rellenos sin compactar (rellenos R2) de entre 1 y 2 metros cuya

naturaleza corresponde a arena floja. Buena parte del desmonte se excavará en jabre muy

denso que aparece bajo los materiales anteriores y está formado por arena gruesa con

escaso contenido de limo y que en profundidad aparece algo litificado, en este caso con una



meteorización de grado V. De forma progresiva este material se transforma en granito de

Ourense meteorizado (GM-IV) que presenta un espesor de más de una decena de metros.

El nivel de agua se sitúa entre 3 y 7 metros de profundidad según la zona y está en relación

con la cota del pie del desmonte actual, que aparece seco y sin indicios de existencia de

agua, debido a que su excavación modifico el flujo natural de la ladera, abatiendo el nivel

freático hasta su situación actual.


El fondo de desmonte hasta el PK 8+680 se ha interpretado que quedará en roca

meteorizada o suelos tipo jabre y de fondo de vaguada en los que no será necesario

sustituciones. Desde el punto anterior aparecen los rellenos RE y R2 que se sanearán en un

espesor de 1,0 m. El material de sustitución en fondo de desmonte tendrá un contenido de

finos inferior al 40% y límite líquido menor de 40. Con los suelos naturales y el material de

sustitución la plataforma se ha definido con un espesor de capa de forma de 0,60 m.

Análisis

En el estudio de la estabilidad de este desmonte se ha analizado el sostenimiento mediante

muro claveteado en el borde derecho y además el talud frontal provisional de la boquilla

norte del Túnel de Curuxeirán.

Muro claveteado. M-8.6D

El muro M-8.6D se construirá con talud vertical y sin bermas desde la boquilla norte del

Túnel de Curuxeirán hasta el PK 8+705, únicamente en el borde derecho.

Caracterización

El muro se construirá, como se ha indicado en la descripción del desmonte, en el sustrato

del Granito de Ourense, GRODE, con meteorización IV y en suelos tipo jabre, SGRODE y

depósitos de fondo de vaguada QFV, así como rellenos R1.

Los parámetros de resistencia de los materiales anteriores son los mismos empleados en

los cálculos de estabilidad del muro M-8.3D del desmonte D-8.



zonas del muro, estos son:

Modelo 1, muro de una sola altura en el PK 8+616 (altura máxima del muro 12,8 m),

en terreno tipo SGRODE y GRODE (GM IV)

Modelo 2, muro de una sola altura (unos 6,5 m) en el PK 8+665 con un espesor

máximo de suelos R1 y QFV de unos 4,5 m




constructivas del muro. La excavación del muro se ha proyectado realizarla en bataches de

1,5 m de altura.

A efectos de cálculo de la aceleración sísmica se han considerado todos los materiales

afectados como Tipo II (suelos granulares densos) con un coeficiente C= 1,3. Según lo

indicado en el apartado de Sismicidad, a estos materiales les corresponde una aceleración

de cálculo ac = 0,054·g m/s2. El componente horizontal de la aceleración sísmica a introducir

en el análisis es igual a 0,027·g m/s2 y el componente vertical 0,0135·g m/s2 tras aplicar las



reducciones indicados en el “Eurocódigo 8 Parte 5: Cimentaciones, estructuras de

contención de tierras y aspectos geotécnicos”, para los cálculos de estabilidad de taludes en

análisis pseudo-estático.

Los parámetros empleados para la modelización de los bulones, en las distintas litologías se

detallen en la siguiente tabla:


Material

Adherenci

a límite,

alim (MPa)

Con Sismo Sin Sismo

Arrancamien

to bulbo

(kN/m)

Capacidad

Cabeza

(kN)

Capacidad

Barra

(kN)

Arrancamien

to bulbo

(kN/m)

Capacidad

Cabeza

(kN)

Capacidad

Barra

(kN)

R1 0,05 18,1 79,19 238,9 9,5 45,76 138,5

QFV 0,05 18,1 78,19 238,9 9,5 45,76 138,5

SGRODE 0,3 108,8 78,19 238,9 57,1 45,76 138,5

GRODE 0.3 108,8 78,19 238,9 57,1 45,76 138,5

Modelo 1

El Modelo 1 corresponde a la altura máxima del muro claveteado en el PK 8+615, donde el

muro es de una sola altura, que en esta ubicación es de unos 11,8 m. Para simular la

influencia de la carretera y su relleno, en el modelo de cálculo se ha aplicado una carga

distribuida de 10 kN/m2 en la coronación del relleno.


rotura crítica es igual a 1,76 con la acción del sismo y baja ligeramente a 1,59 en régimen

estático. Estos factores de seguridad se consiguen empleando bulones de 6,0 m de longitud

en todo la altura del muro en una malla de 1,5 x 1,5 m de separación.





En el caso provisional de la octava fase de construcción, es decir con la penúltima etapa de

excavación pero todavía sin el sostenimiento (bulones) el factor de seguridad es de 1,44. Se

considera que los factores de seguridad obtenidos por cada fase de análisis son adecuados.

Modelo 1. Cálculo de estabilidad PK 8+615, sin sismo en estado temporal. Factor de Seguridad 1,45.

Modelo 2

El Modelo 2 corresponde al muro en el PK 8+665, donde el espesor de suelos R1 y QFV

alcanza su potencia máxima de unos 4,5 m. La altura total del muro en este punto es de

unos 6,5 m.

El factor de seguridad mínimo obtenido en estado definitivo con el programa de cálculo para

la superficie de rotura crítica es igual a 1,51 con la acción del sismo y aumenta a 1,63 en

régimen estático. Estos factores de seguridad se consiguen empleando bulones de 6,0 m de

longitud en todo la altura del muro en una malla de 1,5 x 1,5 m de separación.





En el caso provisional de la segunda fase de construcción, es decir con el fondo de la

excavación ubicada aproximadamente en el medio del nivel de suelos QFV el factor de

seguridad es de 1,36. Se considera que los factores de seguridad obtenidos para cada fase

de análisis son adecuados.



Modelo 2. Cálculo de estabilidad PK 8+665, sin sismo en estado temporal. Factor de Seguridad 1,36

Resumen del sostenimiento y ejecución del muro

Lo que se desprende de los cálculos realizados a partir de los 2 modelos anteriores es que

el sostenimiento puede ser común para todos los terrenos, no obstante el método de

ejecución del muro claveteado debería ajustarse a los materiales encontrados durante la

excavación. Para simplificar la ejecución se ha previsto dos métodos de ejecución con un

tipo de sostenimiento para cada uno.

Zonas en suelos R1 y QFV


excavación de 1,5 m en bataches no superiores a 7,5 m en horizontal. El sostenimiento

temporal a aplicar es de 10 cm de hormigón proyectado y bulones de 6,0 m de longitud tipo

barra de 25 mm de diámetro de acero B500 (tipo GEWI) y con una protección frente a la

corrosión correspondiente a bulones permanentes. Los bulones se situarán en una malla de

1,5 x 1,5 m de separación.

Zonas en suelos SGRODE y GRODE (GM IV)


excavación de 1,5 m sin límite horizontal de extensión. El sostenimiento temporal a aplicar

es de 10 cm de hormigón proyectado y bulones de 6,0 m de longitud tipo barra de 25 mm de

diámetro de acero B500 (tipo GEWI) y con una protección frente a la corrosión

correspondiente a bulones permanentes. Los bulones se situarán en una malla de 1,5 x 1,5

m de separación.

Se podría emplear bulones temporales en la zona que posteriormente queda tapada por el

relleno del falso túnel.

El sostenimiento definitivo para ambos muros es de 25 cm de espesor de hormigón HA-25

encofrado in-situ.


este anejo.

Talud frontal boquilla norte. Túnel Curuxeirán

En el análisis de la fracturación en el talud frontal se han tomado los datos de las estaciones

geomecánicas más próximas a la boquilla, 55 y 57 de Proyecto y EG-12G y EG-71G del

EGG, que se han intentado agrupar por familias de juntas. Entre los datos de

discontinuidades observados en las estaciones hay que destacar las fallas subverticales

medidas en la estación 55, con orientación perpendicular a ligeramente oblicua a la traza.

Estos datos se han representado en proyección estereográfica con el plano medio en la



siguiente figura.

Proyección polar de los datos de fracturación del talud frontal de la boquilla norte del Túnel de Curuxeirán




Discontinuidad


()

Buzamiento

()

Espaciado (m)

Continuidad (m)

Rugosidad (JRC)

J1 200 85 0,2-0,6 10-20 8

J2 105 85 0,2-0,6 10-20 8-10

J3 330 80 0,2-0,6 10-20 8-10

J4 050 20 0,2-0,6 3-10 20

J5 125 15 0,6-2,0 10-20 12




posibilidad de movimiento en el talud frontal, considerando las fallas como parte de las

familias de discontinuidades con una continuidad máxima dentro del rango medio. Con los

planos medios asignados a las familias de juntas, las intersecciones entre J1-J2 y J1-J3 no

tienen posibilidad de movimiento, pero con el rango de variación asignado a cada familia se

pueden dar intersecciones con valores extremos que queden descalzadas por el talud. Para

el talud 1(H):5(V) proyectado en esta boquilla se obtienen los siguientes resultados:

TALUD FRONTAL

Talud 1(H):5(V)

Intersección

Número de intersecciones Mayor Bloque Inestable

(m3)

Bloque medio

Total Posibles

Inestables (FS<1,0)

Volumen (m3)

Factor de Seguridad

J1 – J2 143 131 (92%) 61,13 7,880 0,77

J1 – J3 62 36 (58%) 31,21 7,786 1,01

J1 – J4 1404 0 (0%) - 4,741 2,57

(valor mínimo)

J1 – J5 3504 0 (0%) - 35,850 3,27

(valor mínimo)

J2 – J4 2 0 (0%) - 1,654 2,55

(valor mínimo)

J3 – J4 1 0 (0%) - 0,230 3,50

(valor mínimo)

J3– J5 No se forman posibles cuñas

J4 – J5 679 0 (0%) - 2,302 2,55

(valor mínimo)



Como se puede comprobar los factores de seguridad en general son elevados y no existen

bloques potencialmente inestables. Las intersecciones con factor de seguridad inferior a 1,

corresponden a las indicadas anteriormente como analizadas con valores extremos. Con el

fin de reducir la posible incidencia de estas intersecciones en la obra, en el talud frontal se

ha proyectado un sostenimiento definido por hormigón proyectado (5+5 cm), malla

electrosoldada y bulones de 6,0 m de longitud con una distribución de 2 x 2 m. En los

cálculos del programa SWEDGE se ha simulado este sostenimiento mediante la instalación

de la primera capa de sellado de 5 cm de hormigón proyectado con una resistencia a

tracción de 300 t/m2. Con este sostenimiento el factor de seguridad de las bloques de mayor

tamaño pasa a ser superior a 5 en ambos casos.


La totalidad del desmonte será excavado en jabre y rellenos del distinta naturaleza; la

excavación del desmonte se podrá realizar con medios mecánicos convencionales. El

material de los rellenos se ha interpretado que procede de las excavaciones próximas en

suelos de jabre y por tanto el producto de la excavación será un material tipo terraplén

clasificado como apto para la construcción de rellenos.

En el tramo correspondiente a la boquilla norte del túnel se excavarán materiales tipo jabre,

SGR, que serán excavables con medios mecánicos (aproximadamente un 30% del volumen

total), mientras que el sustrato fracturado en la zona de falla puede requerir de ripado para

su excavación (20%). El sustrato rocoso sano requerirá de voladura (50%) para su

excavación, para la que se recomienda precorte.

Del jabre se obtendrá material tipo terraplén (30%) y del sustrato meteorizado y fracturado

material tipo todo-uno (20%). Ambos tipos de material se clasifican como aptos y se podrán

emplear en la construcción de los rellenos del tramo, incluida la coronación.

De la excavación del macizo granítico, se obtendrá pedraplén (50%) utilizable en la


6.3.9.13. Desmonte D-10. P.K. 9+200 – P.K. 9+234

Geometría


(m)

Altura

máxima

(m)

Talud

Borde

izquierdo: 9+195 9+234 39 3,0 1(H):1(V)

Eje: 9+200 9+234 34 4,5

2(H):1(V) 1,0

m en

coronación

Borde

derecho: 9+190 9+234 44 5,0 1(H):1(V)



Sondeo: SV-709+500 EG

Calicata: CD-709+560 EG


Descripción

Este desmonte corresponde al final del tramo y discurre desde el relleno de acceso al

estribo del viaducto sobre el vial Rairo-Bemposta, por una ladera de pendiente suave

paralela a la traza.



El desmonte se excavará en suelos de alteración tipo jabre, SGRODE, constituidos por arena

con algo a bastante limo y compacidad muy densa. El espesor de estos materiales es muy

variable y en el sondeo del EGG se ha reconocido 5,5 m, aunque hacia la ladera se estima

que aumenta.

El nivel de agua se ha interpretado por debajo y próximo al contacto del jabre con el

sustrato rocoso del Granito de Ourense, por lo que el desmonte se excavará en seco.


En todo el desmonte la plataforma se apoyará en jabre con contenido de finos inferior al

40% y límite líquido menor de 40, por lo que no será necesario sustituciones en fondo de

desmonte. La plataforma se ha definido con un espesor de capa de forma de 0,60 m.

Análisis

La geometría y materiales tipo suelo en los que se excavará el desmonte D-10 son los

mismos en los que lo hará el D-5 que se describe en apartados anteriores. La altura del

desmonte D-10 es menor que la empleada en los cálculos del D-5, por lo que los factores

de seguridad serán mayores que los obtenidos en éste, de 2,56 y 2,45 con sismo.

En este desmonte se ha proyectado un cunetón Ritchie para la conexión de la sección con

el tramo de LAV contiguo. Con esta geometría el desmonte presenta una situación

provisional antes de la construcción del cunetón, en la que la altura aumenta hasta los 7,0 m

con los casi dos metros de profundidad del cunetón y un talud de mayor pendiente que la

general en jabre. Para esta situación se ha realizado un cálculo de estabilidad con los

parámetros de resistencia del jabre indicados en apartados anteriores y por tratarse de una

excavación provisional no se ha considerado la acción del sismo. El factor de seguridad

obtenido es igual a 2,40.

Geometría del desmonte D-10 en borde derecho


Como se ha indicado, el desmonte será excavado en los suelos de alteración tipo jabre por

lo que se ha estimado que la excavación de todo el desmonte se podrá realizar con medios

convencionales y el producto de la excavación será material tipo terraplén y clasificado

como apto para la construcción de los rellenos de la plataforma.

6.3.10. Instrumentación de los muros claveteados

En los muros claveteados M-6.5D, M-8.3D y M-8.6D se he proyectado una auscultación

para poder comprobar durante la construcción de los mismos que su comportamiento y

estabilidad son los previstos en proyecto. Dicha auscultación consiste en la cuantificación

de desplazamientos tanto de la cara vista del muro, mediante referencias topográficas

situados sobre el hormigón proyectado del sostenimiento provisional, como del terreno

retenido mediante inclinómetros. Además se ha proyectado la medición de fuerzas en los

bulones mediante células de presión en la cabeza de los mismos y extensómetros de

cuerda vibrante situados a lo largo del bulón

La disposición de dicha instrumentación a lo largo del desarrollo de los muros es según dos

tipos de perfiles, con las siguientes características:



- Sección de instrumentación completa:

Referencias topográficas en la cara vista del muro para medición de

desplazamientos del paramento visto.

Inclinómetro para medición de desplazamientos del terreno retenido por el

muro claveteado.

Célula de presión para medición de la carga en cabeza del bulón.

Extensómetros de cuerda vibrante situados en dos ubicaciones en cada bulón

para obtener la distribución de carga a lo largo del bulón.

- Sección de control topográfico:

Referencias topográficas en la cara vista del muro para medición de

desplazamientos del paramento visto.

En las siguientes figuras se ve la distribución de la instrumentación en cada una de estas

secciones:

Esquema de sección de instrumentación completa



Esquema de sección de control topográfico

En la siguiente tabla se indica la ubicación de las secciones instrumentadas en cada muro:

AUSCULTACIÓN DE MUROS CLAVETEADOS

Muro Sección Completa 1

(P.K. aproximado) Sección Completa 2 Sección Completa 3 Sección Completa 4

Número de

Secciones de

Control

topográficos

M-6.5 D 6+590 6+601 6+680 6+736 9

M-8.3 D 8+381 8+449 8+498 No hay 4

M-8.6D 8+625 8+664 No hay No hay 2

En el muro M-6.5D se instalará la instrumentación indicada para cada sección en cada una

de las alturas del muro.

6.3.11. Drenaje de los muros claveteados

En los muros claveteados se instalarán bandas drenantes entre el terreno y el hormigón

proyectado para evitar la formación de presiones hidrostáticas por detrás del muro. Se

colocará la banda drenante de geocompuesto con el lado permeable hacia el terreno y se

fijará al terreno con suficientes pernos para evitar su movimiento y la contaminación con el

hormigón proyectado. El agua recogida en estas bandas se recogerá y expulsará mediante

un tubo dren (mechinal) instalado en la parte inferior del muro.

En el caso de observarse zonas del talud de mayor afluencia de agua, se podrán instalar

drenes californianos de acuerdo a las indicaciones de la Dirección de Obra en función de las

condiciones reales reconocidas. En general estas zonas coincidirán con la excavación del

macizo rocoso más alterado o fracturado.



6.3.12. Tabla Resumen de Desmontes

DESMONTE BORDE PP.KK. LONGITU

D (m)

ALTURA MÁXIMA

(m) TALUD INVESTIGACIÓN REALIZADA

FORMACIONES GEOLÓGICO - GEOTÉCNICAS

EXCAVABILIDAD USO DEL

MATERIAL MEDIDAS DE CONTENCIÓN

TRATAMIENTO EN FONDO DEL

DESMONTE

MATERIAL SOPORTE DE LA CAPA DE FORMA

ESPESOR DE LA CAPA DE FORMA

(m)

BI 1+035 - 1+468 433 12,5 3(H):2(V)

2(H):1(V) 1,0 m en coronación Sondeos (2): SE-1+265; SV-

1+475 Calicatas (3): CD-1+125; CD-1+200; CD-1+395

Formación CEDF: Depósitos Terciarios-Cuaternarios Formación SGR: Jabre granito de Allariz

E1. EXCAVABLE (100%)

TERRAPLÉN (60%)

RELLENO DE SOBRANTES

(40%)

NINGUNA DREN

PROFUNDO

SUELO CON FINOS <40% Y

LÍMITE LÍQUIDO <40

0,60 D-1 EJE 1+040 - 1+468 428 12,0 -

BD 1+040 - 1+468 428 11,0 3(H):2(V)

2(H):1(V) 1,0 m en coronación

BI 2+320 - 2+375 55 <1,0 2(H):1(V)

Calicata (1): CD-2+320

Formación QCE: Suelos coluvio-eluviales Formación SGR: Jabre granito de Allariz Formación SGRODE: Jabre granito de Ourense

E1. EXCAVABLE (100%)

TERRAPLÉN (100%)

NINGUNA NINGUNO



0,60 D-2 EJE 2+330 - 2+375 45 1,0 -

BD 2+335 - 2+390 55 2,5 2(H):1(V)

BI 2+615 - 2+650 35 11,0 3(H):2(V) Sondeo (1): ST-2+700 Calicatas (2): CD-2+635; CD-2+640 Estaciones Geomecánicas (5): 7; 8; 9; 10; 11

Formación SGRODE: Jabre granito de Ourense Formación GRODE: Granito de Ourense

E1. EXCAVABLE (40%)

E2. RIPABLE (20%) E3. VOLABLE (40%)

TERRAPLÉN (40%)

TODO-UNO (20%)

PEDRAPLÉN (40%)

NINGUNA SANEO 1,0 m (5 m DESDE

ORIGEN)


LÍMITE LÍQUIDO <40 HASTA PK 2+625 Y ROCA METEORIZADA

GM-IV EL RESTO

0,60 DE MATERIAL TRATADO

CON CEMENTO

D-3 EJE 2+605 - 2+650 45 12,5 -

BD 2+600 - 2+650 50 20,0 2(H):3(V)


Sondeo (1): ST-2+700 Calicatas (2): CD-2+635; CD-2+640 Estaciones Geomecánicas (5): 7; 8; 9; 10; 11

Formación SGRODE: Jabre granito de Ourense Formación GRODE: Granito de Ourense Formación ZBH: Zona de brechificación hidrotermal

INCLUIDO EN DESMONTE D-3


HORMIGÓN PROYECTADO (5+5 cm),

MALLA ELECTROSOLDADA Y BULONES DE 6 m EN CUADRÍCULA 2x2 m

DRENES CALIFORNIANOS DE 12 m EN CUADRÍCULA DE 3x3

m

- - - TALUD

FRONTAL BOQUILLA ESTE

TÚNEL DE RANTE

- - - 24,0 1(H):5(V) 17 m

y 3(H):2(V) hasta terreno natural

Sondeo (1): ST-6+025 Calicata (1): CD-6+060 Taludes (7): T-12; T-13; T-14; T-15; T-16, T-17, T-18 Estaciones Geomecánicas (6): 35; 36; 37; 38; 39; 40

Formación SGR: Jabre granito de Allariz Formación GR: Granito de Allariz






m

- - -

TALUD FRONTAL BOQUILLA

OESTE TÚNEL DE RANTE

- - - 27,0 1(H):5(V) 17 m

y 3(H):2(V) hasta terreno natural

BI 6+060 - 6+168 108 19,0 2(H):3(V)


Sondeo (1): ST-6+025 Calicatas (3): CD-6+060; CD-706+390 EG; CD-6+130 Taludes (7): T-12; T-13; T-14; T-15; T-16, T-17, T-18 Estaciones Geomecánicas (6): 35; 36; 37; 38; 39; 40

Formación SGR: Jabre granito de Allariz Formación GR: Granito de Allariz

E1. EXCAVABLE (50%)


TERRAPLÉN (50%)

TODO-UNO (30%)

PEDRAPLÉN (20%)

CUNETÓN AL PIE EN BORDE IZQUIERDO

NINGUNO

ROCA METEORIZADA

GM-IV Y SUELOS CON FINOS <40% Y LÍMITE LÍQUIDO

<40

0,60 D-4 EJE 6+060 - 6+150 90 18,0 -

BD 6+060 - 6+143 83 17,5 2(H):3(V)





D (m)

ALTURA MÁXIMA






DESMONTE



(m)

BI 19,0 Variable

Estaciones Geomecánicas (5): 15; 16; 17; 18; 18

Formación SGRODE: Jabre granito de Ourense Formación GRODE: Granito de Ourense Formación QCE: Depósitos coluvio-eluviales

E1. EXCAVABLE (65%)


TERRAPLÉN (65%)

TODO-UNO (10%)

PEDRAPLÉN (25%)

TALUD FRONTAL: HORMIGÓN PROYECTADO

(5+5 cm), MALLA ELECTROSOLDADA Y

BULONES DE 6 m EN CUADRÍCULA 2x2 m


m

MURO CLAVETADO SUPERIOR EN SUELOS

TALUDES LATERALES:

NINGUNA

- - -

ZONA DE RESCATE Y BOQUILLA GALERÍA 1

FRONTAL

- - 17,0 1(H):5(V) con berma

de 3 m a 13,8 m

BD 10,0 Variable

BI 15,0 Temporal

y 8,5 m Permanente

Temporal: 1(H):5(V) altura variable

y 1(H):1(V) hasta terreno natural Permanente:

1(H):1(V)

Formación SEP: Jabre de episienita Formación SGR: Jabre granito de Allariz Formación GR: Granito de Allariz Formación EP: Episienita Formación QCE: Depósitos coluvio-eluviales

TALUDES FRONTAL Y

LATERALES

TALUDES TEMPORALES: HORMIGÓN PROYECTADO

(5+5 cm), MALLA ELECTROSOLDADA Y

BULONES DE 6 m EN CUADRÍCULA 2x2 m


m

TALUDES PERMANENTES: NINGUNA


FRONTAL

- - 19,0

1(H):5(V) 12 m y 1(H):1(V) hasta terreno natural

Estaciones Geomecánicas (5): 22; 23; 24; 25; 58 Taludes (1): T-29

E1. EXCAVABLE (70%)


TERRAPLÉN (70%)

TODO-UNO (10%)

PEDRAPLÉN (20%)

- - -

BD 15,0 Temporal

y 14,0 Permanente



1(H):1(V)

BI 10,0 Temporal

y 8,0 m Permanente



1(H):1(V)

TALUDES FRONTAL Y LATERALES

TALUDES TEMPORALES:



TALUDES PERMANENTES:

NINGUNA


FRONTAL

- - 10,0

1(H):5(V) 6 m y 1(H):1(V) hasta terreno natural

Estaciones Geomecánicas (3): 30; 31; 59 Taludes (2): T-33; T-34


E1. EXCAVABLE (50%)


TERRAPLÉN (50%)

TODO-UNO (10%)

PEDRAPLÉN (40%)

- - -

BD 13,0 Temporal

y 12,0 m Permanente



1(H):1(V)




D (m)

ALTURA MÁXIMA






DESMONTE



(m)

BI 6+555 - 6+910 355 6,0 1(H):1(V)

3(H):2(V) entre PPKK 6+610-6+650

Sondeos (3): SD-6+600, SD-6+640, SD-706+995 EG Calicatas (4): CD-6+620, CD-6+680, CD-706+910 EG, CD-706+920 EG Penetrómetro (1): PD-6+630 Taludes (2): T-19, T-20 Estaciones Geomecánicas (5): 41, 42, 43, 44, 45

Formación SGR: Jabre granito de Allariz E1. EXCAVABLE

(100%) TERRAPLÉN

(100%)

MURO CLAVETEADO EN BD CON PENDIENTE 1(H):3(V) Y BERMAS INTERMEDIAS DE

5m

NINGUNO



0,60 D-5 EJE 6+555 - 6+805 250 11,0


BD 6+550 - 6+825 275 26,5 Muro Claveteado al

1(H):3(V)

BI - - - - - (1) Sondeo (1): SD-707+750 EG Calicatas (2): CD-707+690 EG, CD-707+825 EG Talud (1): T-21 Estaciones Geomecánicas (4): 46, 47, EG-01G, EG-15G

Formación SGR: Jabre granito de Allariz Formación GR: Granito de Allariz Rellenos R2: Sin compactación Rellenos RE: Zonas edificadas

E1. EXCAVABLE (30%)


TERRAPLÉN (30%) TODO-UNO (30%)

PEDRAPLÉN (40%)

CUNETÓN AL PIE EN BORDE DERECHO PK 7+380 - 7+570

NINGUNO


LÍMITE LÍQUIDO <40 Y ROCA

0,60 D-6 EJE 7+343 - 7+575 232 12,0 2(H):1(V) 1,0 m en

coronación

BD 7+343 - 7+570 227 9,5 Entre PPKK 7+380-

7+480 2(H):3(V) Resto 1(H):1(V)

BI - - - - - (1)

Calicata (1): CE-7+900 Talud (1): T-22 Estación Geomecánica (1): 48

Formación SGRODE: Jabre granito de Ourense E1. EXCAVABLE

(100%) TERRAPLÉN

(100%) MURO CON PANTALLA

ACÚSTICA EN BD NINGUNO



0,60 D-7 EJE 7+860 - 7+905 45 < 1,0 -

BD 7+860 - 7+910 50 < 1,0 Muro con pantalla

BI - - - - - (1) Sondeos (3): SE-8+260, ST-8+440, SE-708+680 EG Calicatas (2): CR-708+570 EG, CD-708+820 EG Penetrómetros (8): PE-8+240, PE-8+245, PE-708+640 EG (1 y 2), PD-8+405 BIS, PD-8+405, PE-708+750 EG (1 y 2) Taludes (4): T-23, T-24, T-25, T-26 Estaciones geomecánicas (6): 49 a 51, 53, 56, EG-72G

Rellenos RE y RP. Zonas Edificadas y Pavimentadas Rellenos R2: Rellenos sin compactación Formación QFV: Depósitos de fondo de vaguada Formación SGRODE: Jabre granito de Ourense Formación GRODE: Granito de Ourense

E1. EXCAVABLE (100%) HASTA PK

8+160. RESTO:

E1. EXCAVABLE (50%)


VERTEDERO (100%) HASTA

PK 8+070 Y TERRAPLÉN

(100%) HASTA PK 8+160. RESTO:

TERRAPLÉN (40%)

TODO-UNO (40%)

PEDRAPLÉN (20%)

MURO CON PANTALLA ACÚSTICA HASTA PK 8+110 Y MURO CLAVETEADO DESDE PK 8+310, AMBOS EN BORDE

DERECHO

SANEOS: 2,0 m R2 PPKK 7+955-7+980; 1,0 m RP

PPKK 7+980-8+000;

0,5 m RP Y RE PPKK 8+000-

8+045; 1,0 m QFV Y RP

PPKK 8+045-8+160

DREN BAJO

CUNETA

SUELO CON FINOS <40% Y LÍM. LÍQ. <40 Y

ROCA. HASTA PK 8+160 LOS FINOS

SE LIMITARAN ENTRE 25-40%

0,60

D-8 EJE 7+955 - 8+505 550 12,5 2(H):1(V) 1,0 m en

coronación

BD 7+955 - 8+505 550 12,5

1(H):1(V) Muro hasta PK

8+110 y desde PK 8+310

TALUD FRONTAL

BOQUILLA SUR TÚNEL

CURUXEIRAN

- - - 15,0 1(H):3(V)

Sondeo (1): ST-8+440 Calicata (1): CD-708+820 EG Taludes (2): T-25, T-26 Estaciones geomecánicas (3): 53, 56, EG-72G

Formación GRODE: Granito de Ourense E3. VOLABLE

(100%) PEDRAPLÉN

(100%)

HORMIGÓN PROYECTADO (5+5 cm), MALLA

ELECTROSOLDADA Y BULONES DE 6 m EN CUADRÍCULA 2x2 m

- - -

TALUD FORNTAL BOQUILLA

NORTE TÚNEL CURUXEIRAN

- - - 13,0 1(H):5(V)

Sondeo (1): ST-8+520 Calicata (1): CD-708+910 EG Talud (1): T-27 Estaciones geomecánicas (4): 55, 57, EG-12G, EG-71G

Formación GRODE: Granito de Ourense INCLUIDO EN

DESMONTE D-6 INCLUIDO EN

DESMONTE D-6

HORMIGÓN PROYECTADO (5+5 cm), MALLA

ELECTROSOLDADA Y BULONES DE 6 m EN CUADRÍCULA 2x2 m

- - -




D (m)

ALTURA MÁXIMA






DESMONTE



(m)

BI - - - - - (1)

Sondeos (2): ST-8+520, SV-708+950 EG Calicata (1): CD-708+910 EG Penetrómetro (1): PV-709+000 EG Talud (1): T-27 Estaciones geomecánicas (4): 55, 57, EG-12G, EG-71G

Rellenos R2 RP: Rellenos sin compactación y Zonas pavimentadas Rellenos R1: Rellenos compactados Formación QFV: Depósitos de fondo de vaguada Formación SGRODE: Jabre granito de Ourense Formación GRODE: Granito de Ourense

E1. EXCAVABLE (100%). EN TÚNEL

ARTIFICIAL NORTE: E1. EXCAVABLE

(30%) E2. RIPABLE (20%) E3. VOLABLE (50%)

TERRAPLÉN (100%). EN

TÚNEL ARTIFICIAL

NORTE: TERRAPLÉN

(30%) TODO-UNO

(20%) PEDRAPLÉN

(50%)

MURO CLAVETEADO EN BORDE DERECHO

SANEO 1,0 m R2 Y RP DESDE PK

8+680


LÍMITE LÍQUIDO <40 Y ROCA

0,60 D-9 EJE 8+630 - 8+715 85 6,5 -

BD 8+630 - 8+725 95 8,5 Muro claveteado

vertical

BI 9+195 - 9+234 39 3,0 1(H):1(V)

Sondeo (1): SV-709+500 EG Calicata (1): CD-709+560 EG Talud (1): T-28

Formación SGRODE: Jabre granito de Ourense E1. EXCAVABLE

(100%) TERRAPLÉN

(100%)

NINGUNA

CUNETÓN AL PIE EN CONEXIÓN TRAMO

SIGUIENTE

NINGUNO



0,60 D-10 EJE 9+200 - 9+234 34 4,5 2(H):1(V) 1,0 m en

coronación

BD 9+190 - 9+234 44 5,0 1(H):1(V)



6.4. RELLENOS

6.4.1. General

En este tramo de ferrocarril se han proyectado 12 rellenos, cuya altura máxima medida en el

eje es de 19,5 m, aunque con carácter general sólo puntualmente se superan los 10,0 m de

altura. Cuatro de los rellenos tienen una longitud menor de 50 m, correspondiendo casi

siempre a los estribos de alguno de los viaductos que se proyectan. En el eje se ha

contabilizado una longitud total en relleno de 2.720 m, lo que supone aproximadamente el

29% de la longitud total de la traza.

En el siguiente cuadro se indican las alturas y longitudes de los rellenos del tramo.

Altura máxima en

alguna zona

(m)

Número de

Rellenos

Longitud en el

eje

(m)

< 5 2 94

5 -10 4 1.123

10-15 4 1.238

>15 1 265

En la tabla aparece una gran proporción de la longitud de rellenos con altura de más de 10

m, pero esto está motivado al sumar la longitud de todo el relleno aunque sólo en una

pequeña zona se alcancen las alturas señaladas. Pero como se ha comentado, la altura

general de los rellenos no supera los 10 m de altura. Concretamente se ha medido una

altura mayor de 10 m en tres tramos de longitud inferior a los 20 m, coincidiendo con

estribos de viaducto y en un tramo de unos 270 m entre aproximadamente los PPKK 6+960-

7+120 y 8+890-8+980.

Todos los rellenos del tramo se han proyectado con talud único 2(H):1(V), excepto en la

parte final del tramo donde se han diseñado con inclinación 3(H):2(V). Se construirán con

los materiales que se excaven en los desmontes del tramo y en los túneles. La mayor

proporción de los materiales disponibles serán tipo pedraplén procedente de la excavación

en los túneles del sustrato granítico y en función de su grado de alteración también se

obtendrá un material tipo todo uno. Sin embargo, en los desmontes el material mayoritario

son los suelos del manto de alteración del sustrato granítico (jabres), con los que se podrán

construir rellenos tipo terraplén.

La presencia ocasional de suelos flojos en el cimiento de los rellenos y el emplazamiento de

la nueva plataforma adyacente a otras infraestructuras en servicio, obligará a la adopción de

medidas especiales de tratamiento en zonas localizadas de la superficie de apoyo.

Un aspecto importante en cuanto a los rellenos de la segunda parte del tramo, desde el

cruce de la N-525, es su localización próxima a rellenos de otras infraestructuras en

servicio, que se estima que se han construido en condiciones similares a las que se

proyectan los futuros terraplenes y que presentan un buen comportamiento, lo que supone

una prueba a escala real de la adecuación general tanto de los materiales con los que se

van a construir los futuros rellenos, como de sus condiciones de cimentación. Una de las

infraestructuras existentes es la plataforma ferroviaria actual, y en estas secciones los

futuros rellenos conforman realmente una ampliación lateral de los rellenos actuales.

En el último apartado dedicado a los rellenos se presenta un cuadro-resumen con la

información más relevante de todos los rellenos proyectados para la plataforma ferroviaria

del tramo.

6.4.2. Características generales del cimiento

El cimiento de los rellenos hasta el túnel de Rante estará constituido principalmente por un

recubrimiento de suelos cuaternarios de fondo de vaguada (formación QFV) y terciario-

cuaternario (formación CEDF) sobre el sustrato meteorizado de jabre de las formaciones

(SGR y SGRODE) que en algunas zonas aflora directamente. Estos suelos tipo jabre son los



que predominan en desde el cruce del río Barbaña hasta el final del tramo. En las zonas de

apoyo de los rellenos las áreas donde afloran los materiales rocosos sanos son escasas. No

obstante, tendrán un importante influencia en el cimiento de los rellenos en aquellas zonas

donde el espesor del jabre suprayecente sea pequeño. El resto de formaciones naturales,

que forman parte minoritaria del cimiento de los rellenos, pertenece a los suelos

cuaternarios coluvio-eluviales (formación QCE).

La presencia de rellenos antrópicos a lo largo del tramo es muy desigual. Hasta el túnel de

Rante se limitan a la plataforma (relleno RP) de un camino y una carretera con un espesor

inferior al metro que se retirarán en su totalidad. Sin embargo, desde el cruce de la N-525

uno de los aspectos significativos es la importante presencia de rellenos antrópicos, que

engloban tanto los rellenos estructurales que forman parte de la explanación de

infraestructuras actuales (rellenos R1), como rellenos vertidos (R2) y de zonas edificadas o

pavimentadas (RE y RP).

Hasta el túnel de Rante uno de los aspectos significativos es la importante presencia de

depósitos aluviales de la formación QFV situados en torno a los cauces y vaguadas de los

ríos y arroyos principales, junto a los suelos terciario-cuaternario de la formación CEDF.

Ambas formaciones son suelos arenosos con la presencia generalizada de niveles

superficiales flojos y muy flojos. El espesor de las capas más débiles suele ser inferior al

metro y puntualmente alcanza 1,5 m. Estos materiales también aparecen en el cruce del

arroyo Zaín en la parte final del tramo. Dependiendo de las condiciones concretas de cada

emplazamiento, los niveles de suelos flojos en el cimiento de los rellenos recibirán un

tratamiento diferente, desde la sustitución de las capas más superficiales hasta mejoras con

jet-grouting en los más profundos.

En todos los rellenos del tramo bajo los suelos anteriores o aflorando, aparece el jabre que

geotécnicamente se puede describir como una arena con escaso contenido de grava y de

finos. Son suelos densos a muy densos y poco plásticos (clasificados como SM o SC), que

constituyen un cimiento de óptimas cualidades resistentes y elásticas para los rellenos que

se proyectan. Su espesor es muy variable de unas zonas a otras del tramo.

Por debajo del jabre se reconoce el sustrato rocoso sano de las formaciones GR y GRODE,

que no llega a aflorar en superficie en las zonas de apoyo donde se proyectan rellenos. Son

rocas graníticas masivas y muy resistentes que forman igualmente un adecuado cimiento

para los rellenos del tramo.

Los suelos cuaternarios coluvio-eluviales de la formación QCE aparecen de forma minoritaria

como apoyo de varios rellenos. Constituyen un terreno de apoyo que no planteará

problemas de cimentación y únicamente en una zona aparece con un espesor significativo

(del orden de 6 m) en cuya base se ha interpretado la existencia de un deslizamiento y que

será necesario sustituir.

A lo largo del tramo se han observado acumulaciones de rellenos de diferente origen, que

habrá que sanear o tratar bajo el apoyo de los rellenos de la plataforma ferroviaria. Los

rellenos vertidos R2 y los correspondientes a zonas edificadas o pavimentadas (RE y RP)

se retirarán en su totalidad, mientras que en los rellenos compactados R1 de las

infraestructuras existentes se realizará un cajeado en el apoyo del nuevo relleno de manera

que se realice una adecuada unión entre ellos.

6.4.3. Preparación del cimiento

En la preparación del apoyo de los rellenos que se proyectan en este tramo habrá que tener

en cuenta unas recomendaciones generales para todos ellos, que en general afectan a las

condiciones superficiales, y otras especiales motivadas por la presencia de materiales que

no cumplen las condiciones adecuadas para formar parte del cimiento.

Dentro de las recomendaciones generales se deberán realizar las siguientes operaciones

de preparación de los apoyos:



Bajo el apoyo de los rellenos se desbrozará y retirará la tierra de vegetal en

aquellos lugares donde se observe, de espesor medio en torno a 20 cm. En el

apartado de caracterización geotécnica de los materiales dedicado a esta unidad,

aparece la tramificación de la traza de acuerdo al espesor de tierra vegetal.

Después de esta operación se escarificarán y regularizarán los 0,3 m superiores en

suelos y se compactarán con un mínimo de cuatro pasadas de rodillo vibrante de al

menos 10 t de peso estático.

En aquellos casos en que el relleno se asiente sobre una ladera natural con

pendiente superior al veinte por ciento (20%) se excavarán bermas escalonadas

para garantizar la estabilidad del relleno.

El mismo escalonado anterior se realizará en las transiciones relleno-desmonte, de

forma que el espesor del futuro relleno no aumente demasiado bruscamente en

distancias horizontales cortas.

A lo largo de los pies de los taludes de relleno, el terreno de apoyo ha de ser

prácticamente horizontal en una anchura mínima de 4 m.

En los rellenos que supongan la ampliación lateral de rellenos de otras

infraestructuras existentes, se realizará un cajeado sobre el talud del relleno

existente de manera que, por un lado, se elimine la capa superficial de material más

débil y posiblemente contaminado, y por otro lado, para generar una buena

trabazón entre el relleno existente y el que se construye. Esta situación se produce

desde aproximadamente el PK 7+040.

Se deberá sanear en los apoyos de los rellenos, especialmente donde su espesor

vaya a ser pequeño, menor de 3,0 m, las excavaciones puntuales (calicatas

geotécnicas, de prospección arqueológica, o de cualquier otro origen). En estos

puntos se retirará el material alterado y se sustituirá por material granular limpio,

bien compactado, con apisonadoras manuales.

El cajeado en los taludes de los rellenos actuales se hará eliminando una primera capa

general de 0,4 m de ancho, que en algunos de los rellenos puede constituir la capa de tierra

vegetal dispuesta para el proceso de revegetación; posteriormente, el cajeado propiamente

dicho se hará mediante bermas de una altura del orden de dos tongadas, es decir con una

altura de unos 50 cm.

Respecto a las medidas especiales a tomar en el apoyo de los rellenos por la presencia de

suelos inadecuados hay que considerar los suelos cuaternarios flojos reconocidos en la

investigación geotécnica y en menor proporción los depósitos terciario-cuaternarios. Los

tramos en los que se han reconocido suelos cuaternarios o terciario-cuaternarios se

retirarán en espesores variables en función de la profundidad de los materiales de

compacidad floja. Esta situación se produce en los tramos indicados en el siguiente cuadro.

SANEOS DE SUELOS QFV Y CEDF EN CIMIENTO DE RELLENOS

P.K. Inicial

P.K. Final

Longitud (m)

Espesor de Sustitución

(m) Suelos a sustituir

0+000 0+035 35 1,0 Suelos CEDF

0+140 0+200 60 1,0 Suelos QFV

0+200 0+400 200 1,5 Suelos QFV

0+400 0+550 150 0,6 Suelos QFV

0+550 0+660 110 1,5 Suelos QFV

0+850 0+940 90 1,0 Suelos QFV y CEDF

0+940 0+995 55 1,0 Suelos CEDF

1+895 2+110 215 1,0 Suelos CEDF

2+590 2+605 15 6,0 Suelos QCE

7+660 7+750 90 1,0 Suelos QFV

8+775 8+980 205 Variable (1 a 3 m) Suelos QFV

En la última de las zonas indicadas de saneo de suelos QCE se retirarán los suelos

coluviales hasta la profundidad del contacto con el sustrato, donde se ha interpretado un

posible deslizamiento en la ladera de la margen del regueiro San Benito.



Aunque los suelos cuaternarios tienen mayor espesor, se ha comprobado que la

construcción de la nueva plataforma se hará en condiciones de seguridad y con asientos

reducidos.

El penúltimo de los tramos a sanear es objeto de estudio especial en el apartado dedicado

al relleno concreto en estudio.

También será objeto de un apartado específico de este documento, el tratamiento mediante

jet-grouting a seguir en la zona donde los suelos QFV flojos aparecen a mayores

profundidades a partir del PK 8+920.

Además de las zonas indicadas en la tabla anterior, existen dos pequeños rellenos RP de

espesor inferior al metro que corresponden a la plataforma de un camino y la carretera OU-

0516 a la altura de los PPKK 0+020 y 2+020, que se retirarán en su totalidad. Las

acumulaciones de rellenos vertidos R2 también se retirarán en su totalidad. Esta situación

se produce en los tramos indicados en el siguiente cuadro.

SANEOS DE RELLENOS R2 EN CIMIENTO DE RELLENOS

P.K.

Inicial

P.K.

Final

Longitud

(m)

Espesor de

Sustitución

(m)

Observaciones

6+970 7+050 80 1,0 Sólo en borde izquierdo


7+750 7+770 20 1,5 Sólo en borde derecho


7+925 7+955 30 2,5 Toda la anchura

8+775 8+980 205 Variable (1 a 3 m) Saneo entre plataformas existentes del FFCC

y carretera

En la última de las zonas indicadas también se retirará parte de los suelos cuaternario flojos

de la formación QFV que existen bajo el relleno vertido R2, como se ha indicado

anteriormente. El espesor que se indica como variable en esa zona es debido a que se va a

retirar toda la cuña de tierras que queda entre los pies de los derrames de los rellenos de la

carretera Rairo-Bemposta y del ferrocarril actual, de acuerdo al siguiente esquema.

Saneos en cimiento de relleno PPKK 8+775-8+980

Además de las zonas indicadas en la tabla anterior, existe otra acumulación de rellenos

vertidos entre los PPKK 7+825-7+835 de unos 2 m de espesor, pero que no aparece en la

tabla porque van a ser excavados en su totalidad para la construcción del estribo E-2 del

viaducto de la carretera OU-105 y no es necesario especificar ninguna operación adicional.

Los esquemas de la preparación general del cimiento de los rellenos se presentan en el

grupo de Planos relacionados con “Secciones Tipo”, mientras que los de los tratamientos

especiales se presentan en un grupo de Planos específico sobre esta materia.

En la parte inicial del tramo el nivel de agua se ha reconocido muy próximo a la superficie

en zonas potencialmente inundables, coincidiendo en la mayor parte de los casos con los

tramos indicados en los que es necesario sanear los suelos flojos de la formación QFV

indicados en la tabla anterior. Entre los PPKK 0+100-0+680, 0+840-0+940 y 7+660-7+750 el

material de sustitución o el cimiento (en los zonas sin saneo) tendrá que cumplir las

condiciones de cimiento en situación de posible saturación.



En el resto de zonas con procedimientos de mejora mediante la retirada de los rellenos y los

suelos flojos, el material de sustitución podrá ser el mismo empleado como cimiento del

resto de rellenos del Proyecto.

6.4.4. Materiales y puesta en obra

Los materiales con los que se construirán los rellenos del tramo, incluida la coronación,

procederán de los desmontes y el túnel excavados en la traza.

El material que se obtenga de las excavaciones de los desmontes pertenecerá en su mayor

parte al sustrato granítico meteorizado o jabres y en menor medida a la roca sana; sin

embargo los túneles se excavarán casi en su totalidad en el sustrato rocoso sano

(formaciones GR, GRODE y APL). Con el jabre se podrán construir rellenos tipo terraplén de

calidad, mientras que de las formaciones rocosas se obtendrá material tipo pedraplén de los

niveles más sanos y tipo todo uno de los ligeramente meteorizados (grado IV) o más

fracturados, con un especial control de la calidad del material procedente de la formación

GR por su baja resistencia al desgaste obtenida en los ensayos de laboratorio.

De la excavación de la roca sana se obtendrá un material apto para construir rellenos de

tipo pedraplén, que se definen como el material que cumple con las siguientes condiciones

granulométricas:

El contenido de tamaños inferiores a 20 mm ha de ser menor del 30 por ciento.

El contenido de finos ha de ser menor del 10 por ciento.

El tamaño máximo ha de estar comprendido entre 100 y 500 mm.

El material con el que se construyen los pedraplenes ha de tener además calidad suficiente,

determinada por las siguientes características:

La pérdida de peso por inmersión en agua es inferior al 2%.

La pérdida de peso por inmersión en sulfato sódico es inferior al 20%.

La pérdida de peso por inmersión en sulfato magnésico es inferior al 30%.

Desgaste Los Ángeles inferior al 50%.

Coeficiente de friabilidad inferior a 25.

La durabilidad (ensayo Slake Durability Test) será superior al 70%.

El control del pedraplén será por procedimiento, que se definirá en tramos experimentales.

Además de las especificaciones que se deben definir en los tramos experimentales, deberá

cumplirse lo siguiente:

La altura de la tongada estará comprendida entre 80 y 100 cm de espesor. Es

posible que deba ser más pequeña, a la vista de los resultados obtenidos del

tramo experimental.

En coronación del pedraplén habrá una zona de transición de 1 m de espesor por

debajo de la capa de forma, con materiales que han de tener las características

de coronación de terraplén y en la que se reducirá el espesor de las tongadas.

La compactación se hará con un mínimo de cuatro pasadas de rodillo vibrante, en

buen estado y que tenga un peso estático de como mínimo 10 t.

El número de pasadas, la velocidad y la frecuencia de los rodillos se definirá de acuerdo con

los resultados de los tramos experimentales.



Como resultado del estudio geológico de superficie, se han reconocido áreas con niveles de

agua someros y potencialmente inundables que podrían afectar al apoyo de los rellenos,

concretamente entre los PPKK 0+100—0+680, 0+840-0+940 y 7+660-7+750. El cimiento

del relleno en esta zona tendrá que cumplir con las condiciones de cimiento en situación de

posible saturación. Este material tendrá una limitación en el contenido de finos (materiales

pasantes por el tamiz 0,080 UNE) menor del 15%. El material de este tipo se seguirá

empleando en los dos metros inferiores del núcleo del relleno contados desde la cota del

terreno natural. Los rellenos que se construyan con material tipo pedraplén, éste podrá

hacer de cimiento en condiciones de posible saturación al tener por definición el pedraplén

un contenido de finos inferior al 10%.

6.4.5. Análisis de estabilidad

Se han realizado análisis de estabilidad de los rellenos proyectados, tanto del propio relleno

como del cimiento, en las diferentes situaciones posibles. Para la estabilidad del propio

relleno se ha realizado un cálculo tipo con la mayor altura de relleno, y suponiendo que se

ha construido íntegramente con material tipo terraplén (jabres). Para la comprobación frente

a la rotura del cimiento no se ha podido analizar una única situación que englobe a las

demás, por lo que ha sido necesario realizar tantos cálculos como situaciones

desfavorables de cimiento y altura de los rellenos aparecen. Por lo tanto, los análisis de

estabilidad de la cimentación se realizan en los apartados dedicados a cada uno de los

rellenos más importantes que se estudian en detalle de forma separada.

Los taludes de los rellenos del tramo se han proyectado con una inclinación 2(H):1(V) ó

3(H):2(V) y la altura máxima es de 19,5 m. Esta altura máxima se produce al final del tramo

(es donde se proyecta con talud 3(H):2(V)), donde el relleno se sitúa entre otros dos

rellenos correspondientes a la actual plataforma ferroviaria, por el lado izquierdo, y a la

carretera Rairo-Bemposta por el lado derecho. Además, esta zona es especial por el

tratamiento que se va a realizar tanto del cimiento del relleno como de los materiales que

forman parte de él. Fuera de esta zona, la mayor altura de un relleno ‘aislado’ es del orden

de 15 m (antes del PK 7+000).

Los parámetros resistentes de los materiales que intervienen en los cálculos son los

obtenidos en el apartado de caracterización geotécnica de los materiales y que se resumen

en la siguiente tabla.

PARÁMETROS DE CÁLCULO DE ESTABILIDAD

Litología Cohesión, c′

(kPa)

Ángulo de

fricción, ϕ'

(˚)

Formación QFV 0 30

Formación QCE 5 32

Formación CEDF 10 32

Jabre 25 35

Granitos GM IV 50 35

Terraplén 20 35


método de Bishop Simplificado. Para los cálculos de la estabilidad se ha utilizado el

programa de cálculo SLIDE desarrollado por ROCSCIENCE. Se ha supuesto una

sobrecarga en coronación del relleno igual a 30 kN/m2.

Los cálculos se han realizado suponiendo dos hipótesis, una sin acción sísmica y otra

teniendo en cuenta la posible influencia de ésta. En ambos casos se comprueba que el

factor de seguridad obtenido es el adecuado; mayor de 1,50 en condiciones estáticas y

mayor de 1,10 en la hipótesis de sismo. En los cálculos con influencia de la acción sísmica

el programa SLIDE permite aplicar en cada rebanada de cálculo una fuerza de inercia

provocada por el sismo con sendas componentes horizontal y vertical. En el cálculo de

estabilidad del propio relleno se ha considerado que tanto el material del relleno como el

cimiento son terrenos Tipo II desde el punto de vista de la norma sismorresistente (suelos

granulares densos), a los que le corresponde un valor de la aceleración sísmica de cálculo

de 0,054·g. Con este dato, la componente horizontal de la aceleración que se introduce en

el modelo de cálculo es igual a 0,50x0,054·g= 0,027·g m/s2; y la componente vertical es

0,25x0,054·g= 0,014·g m/s2. En los cálculos de estabilidad del cimiento el valor de la



aceleración sísmica se ha obtenido ponderando el tipo de terreno en la columna de 30 m

bajo el apoyo, como indica la norma sismorresistente. En cada caso se indica los espesores

del tipo de terreno y el valor de la aceleración sísmica empleado en el cálculo.

De cada análisis realizado se presenta una figura con sus resultados en el Apéndice nº 5 de

este anejo.

Estabilidad del Propio Relleno

Se ha realizado un cálculo de estabilidad del propio relleno tipo terraplén con un talud de

inclinación 2(H):1(V) y considerando una altura de 15,0 m, que es la correspondiente al

relleno de mayor altura si no se tiene en cuenta el último relleno del tramo (de 19,5 m de

altura máxima) ya que su situación especial es más favorable por estar limitado lateralmente

por otros dos rellenos existentes. No obstante, el análisis de ese relleno se realiza en un

apartado especial dedicado en él.

No se ha considerado nivel de agua en el relleno y como parámetros geotécnicos para los

materiales tipo terraplén, se han considerado los siguientes:

c = 20 kPa

= 35o


rotura crítica es igual a 2,26, que disminuye ligeramente a 2,12 por la acción del sismo.

Estos factores de seguridad están muy por encima de los mínimos exigidos (1,50 y 1,10

respectivamente).

Estabilidad del Cimiento

No se han reconocido unas condiciones de cimentación de los rellenos que hayan facilitado

la realización de unos análisis tipo sobre la estabilidad del cimiento de los rellenos, por lo

que se hará un estudio de cada caso en el apartado dedicado a cada uno de los rellenos

importantes del tramo. En estos apartados se describirán las hipótesis específicas de los

análisis, así como los resultados obtenidos.

No obstante, con objeto de confirmar la estabilidad del cimiento en jabre de los pequeños

rellenos, que no tienen un apartado específico, se ha realizado un análisis de estabilidad

con una situación teórica con las siguientes hipótesis:

- Altura de relleno de 15 m y talud 2(H):1(V)

- Cimiento constituido por jabre con los siguientes parámetros resistentes:

c = 25 kPa

= 35o

- Nivel de agua en superficie

Aunque es una situación teórica se asemeja a la que se produce en torno al PK 7+050 del

tramo (la altura en el eje es del orden de 13 m y los 15 m se miden en el borde izquierdo) y

es válido para el resto de rellenos de menor altura que se cimentan sobre los mismos

materiales. Las superficies de rotura críticas tienden a no penetrar en el terreno natural y se

ha tenido que forzar los límites del modelo para que la rotura se produzca por el pie a través

del jabre. El factor de seguridad mínimo obtenido es igual a 2,30 en la situación sin sismo, y

pasa a 2,17 con el sismo.

En este tramo también se ha analizado qué influencia tendrá la construcción de la nueva

plataforma sobre la estabilidad de los rellenos actuales. Este análisis también se hace en el

apartado específico de cada uno de los grandes rellenos del tramo.

6.4.6. Análisis de asientos

Con carácter general, los asientos que se producirán en los rellenos, tanto los debidos al

peso propio como los del cimiento, serán admisibles para la plataforma ferroviaria.



En la segunda parte del tramo donde la nueva plataforma se apoya en la existente, también

ha sido necesario comprobar que los movimientos provocados en las infraestructuras

existentes, debidos a los futuros rellenos, son admisibles. Esta comprobación se ha hecho

en cada caso particular que se produce, utilizando modelos de elementos finitos. Este es el

caso por ejemplo del relleno más alto que se proyecta, de 19,5 m de altura máxima, en el

que además se sigue un procedimiento especial de mejora motivado también por las

peculiaridades del cimiento y por constituir el estribo del viaducto sobre la carretera Rairo-

Bemposta.

Los asientos del propio relleno debidos a su peso se producirán en su mayor parte durante

la construcción. Se estima que, como máximo, los asientos remanentes a largo plazo serán

del orden del 0,3% de la altura del relleno, para un plazo de quince años. Esto implica que

el asiento del relleno más alto ‘no tratado’, de unos 15 m en el eje, será del orden 4,0 cm.

Los asientos diferenciales debidos a este motivo, serán despreciables en distancias cortas.

Además de las situaciones especiales de cimentación que se producen por tratamientos de

mejora del cimiento o por la proximidad de los rellenos actuales, el relleno más alto de este

tramo es el terraplén mencionado de 15 m de altura máxima que se apoya sobre jabre en

torno al PK 7+000 (altura medida en el borde izquierdo). A partir de esta situación, se ha

realizado un cálculo tipo del asiento que se producirá en el cimiento del relleno debido al

peso de éste.

El cálculo se ha realizado con una hoja de cálculo, cuyos resultados se presentan en el

apéndice de cálculo de este anejo (Apéndice 5). Se ha considerado una situación teórica

con una altura media de relleno de 13 m (se produce en torno al PK 7+050, aunque con

atura máxima de unos 15 m en el borde izquierdo) que se apoya sobre el máximo espesor

de jabre reconocido en ese entorno (6+900), igual a 10 m. El relleno se simula con una

carga rectangular de 40 m de ancho, correspondiente a la suma del ancho de la coronación

(14 m) más los semianchos de los derrames. La carga de 13 m de altura de tierras se ha

supuesto igual a 0,26 MPa. Con estas hipótesis se ha obtenido un asiento de 12 cm en el

centro del área cargada.

Los cálculos tanto con los modelos de elementos finitos como con la hoja de cálculo se han

realizado por el método elástico empleando los siguientes parámetros.

PARÁMETROS DE CÁLCULO DE ASIENTOS

Litología

Módulo

Elasticidad, E

(MPa)

Formación QCE 20

Formación QFV 5 a 15

Jabre muy denso 80

Jabre medianamente

denso 20

Granitos GM IV 200

Granitos GM II-III 1000

Terraplén 30

Los asientos de los suelos granulares tipo jabre que constituyen el cimiento mayoritario de

los rellenos se producen de forma muy rápida, prácticamente durante la propia construcción

del relleno, de manera que los asientos diferidos por asiento del terreno serán

prácticamente nulos.

6.4.7. Estudio individualizado de los rellenos

A continuación se describen y analizan los rellenos más importantes del tramo, por ser los

de mayor altura y los más largos. Son los rellenos con más de 10 m de altura, excepto el

relleno R-1 que se analiza por tratarse del relleno de mayor longitud. De todos los rellenos

proyectados se presenta un cuadro-resumen al final de este apartado dedicado a los

rellenos.



6.4.7.1. Relleno R-1. P.K. 0+000 – P.K. 1+040

Geometría


(m)

Altura

máxima

(m)

Talud

Borde

izquierdo:

0+000 1+035 1.035 8,0 2(H): 1(V)

Eje: 0+000 1+040 1.040 8,5

Borde

derecho:

0+000 1+040 1.040 8,5 2(H): 1(V)

Investigación de campo


Sondeos: SE-0+010, SR-0+415, SR-0+920, SE-700+170 EG y SV-700+600 EG

Calicatas: CE-0+015, CR-0+025, CR-0+600, CE-0+740, CR-700+020 EG, CR-700+280

EG, CR-700+400 EG,

CR-700+480 EG, C-700+600 EI y CR-700+640 EG

Penetrómetros: PE-0+015, PR-0+205, PR-0+480, PR-0+550, PR-0+600, PR-

0+660, PE-0+740, PR-0+800, PR-0+860,

PR-0+860 BIS, PR-1+000, PR-700+240 EG, PR-700+290 EG, PR-700+370

EG, PV-700+585 EG y P-700+600 EI

Descripción del relleno

Este relleno es el más largo de tramo. Se apoyará sobre terreno aplanado de prados y

monte bajo, con laderas de pendiente muy suave que forman dos amplias vaguadas de

orientación oblicua a la traza con su correspondiente interfluvio. En este tramo se han

proyectado dos estructuras de paso, un paso superior (PS-0.0) y un paso inferior (PI-0.7)

para el cruce de sendos caminos, además de una obra de drenaje de grandes dimensiones

(OD-0.59) en el arroyo estacional de Taboadela.

El relleno se construirá con materiales tipo pedraplén procedentes de la excavación en

granitos que se excavan en el túnel de Rante y en menor proporción con suelos tipo jabre.

En cualquiera de los dos casos la coronación estará constituida por un suelo con menos del

40% de finos (pero mayor del 15%) y límite líquido menor de 40, sobre la que se dispondrá

una capa de forma de 60 cm de espesor. Entre los PPKK 0+100—0+680 y 0+840-0+940 se

han reconocido sendas áreas con el nivel de agua somero y potencialmente inundables que

podrían afectar al apoyo del relleno. Además, en parte de estos tramos se realizará el saneo

a distintas profundidades de suelos flojos de las formaciones QFV y CEDF. El material de

sustitución y el cimiento del relleno tendrán que cumplir con las condiciones de cimiento en

situación de posible saturación. Este material será tipo terraplén con una limitación en el

contenido de finos (materiales pasantes por el tamiz 0,080 UNE) menor del 15%. El material

de este tipo se seguirá empleando en los dos metros inferiores del núcleo del relleno

contados desde la cota del terreno natural.

Descripción del cimiento

Las vaguadas por las que discurre el tramo en relleno, están cubiertas entre los PPKK

0+110-0+685 y 0+835-0+940 por depósitos de fondo de vaguada (formación QFV). Estos

suelos tienen un espesor de 2-3 m con un máximo de unos 4 m a la altura del PK 0+600 y

son de naturaleza arenosa con contenido variable de arcilla sin grava y compacidad floja o

muy floja.

Bajo los suelos cuaternarios aparece jabre de granito de Allariz (formación SGR) que llega a

aflorar en la zona de interfluvio y en el comienzo y final del tramo. El jabre está formado por

arena con contenido variable de arcilla o limo y en general poca grava, con compacidad

medianamente densa en superficie y muy densa desde los 3 a 6 m de profundidad. Todos



los penetrómetros realizados se ha interpretado que dan rechazo en estos materiales o en

el contacto con el sustrato rocoso del que proceden. Su espesor máximo es de unos 14 m a

la altura del PK 0+480.

Además de los materiales de las formaciones anteriores se han reconocido depósitos

terciario-cuaternario de la formación CEDF, en dos pequeños tramos entre los PPKK 0+000-

0+035 y 0+910-0+995, este último con parte bajo suelos de fondo de vaguada. Son arenas

arcósicas gris claro o anaranjado flojas a medianamente densas con un espesor de 1 a 2 m.

El sustrato rocoso en todo el relleno corresponde a granito de Allariz (formación GR) con

distinto grado de meteorización. Hasta el PK 0+910 se ha interpretado que el granito se

encuentra meteorizado con grado III a IV y resistencia grado 1 (equivalente a resistencia a

compresión simple entre 1 y 5 MPa) y con un contacto mediante falla vertical el granito pasa

a estar más sano con meteorización grado II y resistencia estimada grado 2 (equivalente a

resistencia a compresión simple entre 5 y 25 MPa). La profundidad a la que aparece el

sustrato es muy variable con un mínimo de unos 2 m y máximo de 16 m.

El nivel freático se ha reconocido muy somero principalmente en las zonas de vaguada,

aunque con una importante estacionalidad, quedando casi en superficie en épocas lluviosas

en las que el terreno se llega a saturar de agua y desciende de 1 a 2 metros en épocas

secas.

Estabilidad

En el apartado general se ha realizado un cálculo de estabilidad del propio relleno para un

relleno de mayor altura, del que se obtuvieron factores de seguridad de 2,26 en el análisis

estático y 2,12 con la acción del sismo.

El cálculo de estabilidad del cimiento de este relleno se ha analizado con la geometría del

punto de mayor altura (8,5 m) y mayor espesor de suelos cuaternarios de fondo de vaguada

y de jabre. En el apoyo se ha considerado que los suelos cuaternarios flojos se han retirado

y de forma conservadora se ha supuesto que el nivel de agua está a cota de superficie. Los

parámetros resistentes de los materiales considerados en el cálculo y la columna del terreno

con la que se ha obtenido la aceleración sísmica, basada en la interpretación del

penetrómetro PR-0+600, son:

RELLENO R-1. PARÁMETROS DEL CÁLCULO DE ESTABILIDAD


(kPa)

Ángulo de fricción, ϕ'

(˚)

Espesor (m)

Tipo de Terreno (Norma

sismorresistente)

Aceleración sísmica de

cálculo (ac)

(m/s2)

Formación QFV

medianamente densa 0 30 1,5

Tipo III 0,067·g Jabre medianamente

denso

25 35

2,0

Jabre denso 2,5 Tipo II 0,054·g

Jabre muy denso (*)

24,0 (espesor

supuesto hasta los 30 m)

Tipo I 0,042·g

Valor de cálculo

ponderado 0,046·g

(*) Por debajo de la profundidad de rechazo del penetrómetro (5,5 m) se ha supuesto que el material es jabre muy denso

hasta los 30 m, al efecto del cálculo de la aceleración sísmica

En los suelos cuaternarios flojos que aparecen en el modelo de cálculo, aunque no influyen

en el apoyo del relleno, se ha considero una cohesión nula y un ángulo de fricción de 28

grados.

Con estas hipótesis, el factor de seguridad mínimo que se obtiene es igual a 1,85. Si en el

cálculo se aplica la acción sísmica el factor de seguridad es de 1,76, por lo que se confirma

su estabilidad.

En los tramos de relleno que se apoyen en suelos de la formación CEDF, con mayores

parámetros resistentes (cohesión= 10 kPa y ángulo de fricción= 32˚) y menor altura de

relleno, el factor de seguridad será superior al obtenido en el cálculo de estabilidad anterior.



Asientos

El asiento del propio relleno a largo plazo se ha estimado en el 0,3 % de la altura, por lo que

para la sección de mayor altura (en el eje) de 10 m si se considera el espesor de saneo, el

asiento será de unos 3 cm. Los asientos diferenciales en distancias cortas debidos a este

fenómeno serán despreciables.

Se han realizado dos cálculos de asiento del cimiento considerando en primer lugar que no

se realiza saneo de los suelos QFV superficiales, y otro en el que se simula el saneo

finalmente proyectado.

En el primero se ha supuesto que el apoyo del relleno se realiza sobre el depósito de suelos

QFV constituido por una primera capa de 1,5 m de arena floja sobre otro nivel de 1,0 m de

suelo medianamente denso. Subyacente se ha supuesto la misma columna del terreno

contemplada en el anterior análisis de estabilidad. En la hipótesis que no se realiza saneo,

la altura del relleno considerada en el cálculo es igual a 8,5 m, que se simula con una carga

de 31 m de anchura y valor 0,17 MPa. El asiento calculado en el centro del área cargada es

de 18 cm.

En un segundo análisis se modeliza la situación de Proyecto en la que se sanea el primer

nivel de suelos flojos de la unidad QFV de 1,5 m de espesor. En este caso la altura de

relleno se ha supuesto incrementada en esos 1,5 m, por lo que la carga equivalente

aumenta hasta 0,20 MPa (y su anchura hasta los 34 m). El asiento resultante, habiendo

eliminado los suelos de peores características, disminuye hasta los 13,1 cm.

El asiento del cimiento constituido por suelos arenosos se producirá de forma muy rápida,

prácticamente al mismo tiempo que se va construyendo el relleno, por lo que no son

esperables problemas de asientos diferenciales en la futura plataforma de LAV.

Preparación del cimiento

Como tratamientos especiales de preparación del terreno de apoyo se ha proyectado el

saneo en espesores variables de parte de los suelos cuaternarios de la formación QFV y los

de la formación CEDF con compacidad floja. Concretamente se eliminarán en las siguientes

zonas:

RELLENO R-1. SANEO EN CIMIENTO

P.K.

Inicial

P.K.

Final

Longitud

(m)

Espesor de

Sustitución

(m)

Suelos a sustituir

0+000 0+035 35 1,0 Suelos CEDF

0+140 0+200 60 1,0 Suelos QFV

0+200 0+400 200 1,5 Suelos QFV

0+400 0+550 150 0,6 Suelos QFV

0+550 0+660 110 1,5 Suelos QFV

0+850 0+940 90 1,0 Suelos QFV y CEDF

0+940 0+995 55 1,0 Suelos CEDF

En los tramos con saneo comprendidos entre los PPKK 0+100-0+680 y 0+840-0+940 el

material de sustitución tendrá que cumplir las condiciones de cimiento en situación de

posible saturación

6.4.7.2. Relleno R-2. P.K. 1+895 – P.K. 2+330

Geometría


(m)

Altura

máxima

(m)

Talud

Borde

izquierdo:

1+895 2+320 425 9,5 2(H):1(V)

Eje: 1+895 2+330 435 10,5



Borde

derecho:

1+895 2+335 440 10,5 2(H):1(V)



Sondeo: SE-2+090

Calicatas: CV-1+890, CD-2+320 y C-702+020 EI

Penetrómetros: PV-1+890 y P-702+020 EI


Este relleno discurre entre el estribo E-2 del viaducto sobre el río Mesón de Calvos, donde

se sitúa el punto de mayor altura, y el desmonte D-2. El terreno es aplanado y ligeramente

ascendente, ocupado por prados. El relleno se construirá con materiales procedentes de los

desmontes próximos y el túnel de Rante, que podrán ser tipo terraplén o pedraplén. La

coronación del relleno estará constituida por un suelo con menos del 40% de finos (pero

mayor del 15%) y límite líquido menor de 40, por lo que la capa de forma tendrá un espesor

de 60 cm.

A la altura del PK 2+040 se ha proyectado el paso inferior PI-2.0 para dar continuidad bajo

la plataforma a la carretera OU-0516, manteniendo el trazado que tiene actualmente.


Los materiales sobre los que se apoyará el relleno desde el comienzo del tramo hasta el PK

2+110, corresponden a un nivel de hasta 2 m de espesor de depósitos de la formación CEDF

constituidos por arena con contenido variable de arcilla y compacidad muy variable de floja

a densa. Entre los PPKK 2+200-2+330 el recubrimiento de suelos corresponde a un nivel de

depósitos coluvio-eluviales (formación QCE) de suelos arenosos medianamente densos, de

entre 1 y 2 m de espesor.

Bajo los suelos anteriores o aflorando, aparece jabre del granito de Allariz (formación SGR)

con un espesor máximo de unos 14 m en el origen del tramo que disminuye hasta unos 7 m

en la parte final. El jabre está formado por arena de color marrón con algo a bastante arcilla

o limo y compacidad densa a muy densa, con golpeos de rechazo en los ensayos SPT y la

hinca del tomamuestras a partir de los 7 m de profundidad en el sondeo SE-2+090.

El sustrato rocoso en todo el tramo bajo el jabre, corresponde al granito de Allariz

meteorizado (formación GR) con resistencia grado 0 a 1 (equivalente a resistencia a

compresión simple entre 0,25 y 5 MPa).

En el cruce de la carretera OU-0516 se ha reconocido el relleno de la plataforma de la

propia carretera, relleno RP, con un espesor estimado inferior al metro que se deberá

retirar.

El nivel de agua se ha reconocido a 5,5 m de profundidad en el sondeo SE-2+090.

Estabilidad

En el apartado general dedicado a la estabilidad se ha realizado un cálculo de estabilidad

interna de un terraplén de mayor altura que la de este relleno R-2. Se obtuvo un factor de

seguridad de 2,26 en el cálculo estático y 2,12 con la acción del sismo, por lo que en este

relleno los factores de seguridad serán mayores.

En el cálculo de estabilidad del cimiento se supuesto que el relleno de mayor altura se

apoya en suelos de la formación CEDF, saneado el metro superior flojo. Por debajo los

materiales corresponden al jabre denso y muy denso. El nivel de agua se interpretado a

unos 5 m de profundidad del terreno natural. Los parámetros resistentes de los materiales

considerados en el cálculo y la columna del terreno con la que se ha obtenido la aceleración

sísmica, son:





(kPa)

Ángulo de

fricción, ϕ'

(˚)

Espesor

(m)

Tipo de Terreno

(Norma

sismorresistente)

Aceleración

sísmica de

cálculo

(ac)

(m/s2)

Formación CEDF

densa 10 32 1,0

Tipo II 0,054·g

Jabre denso 25 35

4,0

Jabre muy denso 25,0 Tipo I 0,042·g

Valor de cálculo

ponderado 0,044·g



su estabilidad.

Asientos


para la sección de mayor altura (en el eje) del orden de 12 m si se considera el saneo, el

asiento será de unos 3,5 cm. Los asientos diferenciales en distancias cortas debidos a este

fenómeno serán despreciables.

En relación a los asientos del cimiento se ha analizado la situación de proyecto en la que se

realiza la sustitución parcial de los suelos superficiales de la formación CEDF. El perfil

litológico de cálculo es equivalente al descrito en el apartado anterior de estabilidad. Al

considerar el saneo de 1,0 m la altura de relleno considerada en el cálculo es igual a 11,5

,m (10,5 + 1,0 m). La carga del relleno se modeliza con una anchura de 37 m de 0,23 MPa.

El asiento resultante en el centro del área es igual a 12,2 cm.

Al tratarse de materiales arenosos los asientos que se produzcan en el cimiento del relleno

serán rápidos y ocurrirán durante la construcción.


Como operaciones especiales de preparación del terreno de apoyo de este relleno se

sustituirá 1,0 m de suelos flojos de la formación CEDF entre los PPKK 1+895 y 2+110. El

material de sustitución podrá ser el mismo empleado en el cimiento del resto del tramo en

relleno.

6.4.7.3. Relleno R-3. P.K. 2+375 – P.K. 2+460

Geometría


(m)

Altura

máxima

(m)

Talud

Borde

izquierdo:

2+375 2+460 85 6,5 2(H):1(V)

Eje: 2+375 2+460 85 8,0

Borde

derecho:

2+390 2+460 70 11,5 2(H):1(V)



Calicata: CV-2+465

Penetrómetro: PV-2+465


El tramo de relleno discurre desde una pequeña loma hasta el estribo E-1 del viaducto

regueiro San Benito, por la ladera que da acceso al propio cauce con dirección transversal a

la plataforma. En la zona del estribo es donde se ha proyectado la mayor altura de relleno.



Éste se construirá con materiales procedentes de los desmontes próximos y el túnel de

Rante, que podrán ser tipo terraplén o pedraplén. La coronación del relleno estará

constituida por un suelo con menos del 40% de finos (pero mayor del 15%) y límite líquido

menor de 40, por lo que la capa de forma tendrá un espesor de 60 cm.


El relleno se emplaza en el ámbito de la formación rocosa del granito de Ourense (GRODE)

que en general se encuentra recubierto por un pequeño manto de jabre (SGRODE) generado

por la alteración ‘in situ’ de la roca, con un espesor entre 2,5 y 5,5 m. Desde el PK 2+455

hasta el final, se ha reconocido un recubrimiento de suelos coluvio-eluviales (formación QCE)

con espesor inferior al metro.

Los suelos cuaternarios están formados por arena marrón con algo de arcilla medianamente

densa. El jabre es también arenoso, con indicios de limo y compacidad densa a muy densa.

Los golpeos registrados en el penetrómetro PV-2+465 fueron superiores a 25 desde 1,4 m

de profundidad.

El sustrato rocoso granítico únicamente se ha podido observar en afloramientos próximos

como bloques dispersos.

Con la interpretación hecha en el Perfil Longitudinal Geológico-Geotécnico el nivel de agua

se situaría a unos 4 m de profundidad, siguiendo la morfología del terreno hacia el cauce del

regueiro.

Estabilidad

La seguridad al deslizamiento del relleno se ha analizado en la sección de mayor altura de

acceso al estribo del viaducto reguiero San Benito. En la preparación del apoyo del relleno

se estima que se retiraran en su totalidad los suelos cuaternarios y se apoyará directamente

sobre el jabre. El nivel de agua se ha situado a unos 6 m de profundidad. Los parámetros

resistentes de los materiales considerados en el cálculo son:



(kPa)

Ángulo de

fricción, ϕ'

(˚)

Jabre muy denso 25 35

Granito GM IV 50 38

En el cálculo de estabilidad se ha considerado que tanto el jabre como el granito

meteorizado son terrenos Tipo I desde el punto de vista de la norma sismorresistente

(suelos granulares muy densos), a los que le corresponde un valor de la aceleración

sísmica de cálculo de 0,042·g. Con este dato, la componente horizontal de la aceleración

que se introduce en el modelo de cálculo es igual a 0,50x0,042·g= 0,021·g m/s2; y la

componente vertical es 0,25x0,042·g= 0,0105·g m/s2.



su estabilidad.

Asientos

El asiento a largo plazo del propio relleno se ha estimado en el 0,3 % de la altura, por lo que

para la sección de mayor altura de 8 m, el asiento será menor de 3 cm. Los asientos

diferenciales en distancias cortas debidos a este fenómeno serán despreciables.

Este relleno es de menor altura que los anteriores y las condiciones del terreno en su apoyo

son mejores, por lo que el asiento será menor que los estimados para los casos anteriores,

menores de 15 cm. Igualmente estos asientos se producirán de forma muy rápida.




En la preparación del terreno de apoyo de este relleno se realizará el escalonado del

terreno natural debido a la pendiente de la ladera.

6.4.7.4. Relleno R-4. P.K. 2+590 – P.K. 2+605

Geometría


(m)

Altura

máxima

(m)

Talud

Borde

izquierdo:

2+590 2+615 25 12,0 2(H):1(V)

Eje: 2+590 2+605 15 14,0

Borde

derecho:

2+590 2+600 10 6,0 2(H):1(V)



Sondeo: SR-2+600

Calicata: CV-2+580

Penetrómetro: PV-2+580


Este tramo corresponde al relleno que une el estribo E-2 del viaducto regueiro San Benito y

el desmonte de la boquilla este del túnel de Rante, en una ladera con fuerte pendiente. En

el borde izquierdo del relleno se construirá contigua a la LAV la plataforma para el área de

rescate del túnel.

El relleno de la plataforma LAV se construirá en toda su altura (hasta subbalasto) con

material tratado con cemento (MT) del empleado en la cuña de transición del estribo del

viaducto, para darle continuidad hasta el desmonte de la boquilla del túnel.

La plataforma del área de socorro se construirá con materiales procedentes de los

desmontes próximos y el túnel de Rante, que podrán ser tipo terraplén o pedraplén.


En la ladera hasta el cauce del regueiro aparece un recubrimiento de suelos coluviales

(formación QCE) con un espesor entre 5-6 m, en los que se ha interpretado la existencia de

un deslizamiento a muro de la formación. Estos depósitos cuaternarios están formados por

arena marrón con algo a bastante arcilla y compacidad medianamente densa a muy densa

que entre 5-6 m desciende a floja y se ha asociado al plano de rotura por deslizamiento.

Por debajo de los suelos coluvio-eluviales aparece jabre de granito de Ourense (formación

SGRODE) con un espesor variable entre 2 y 3 m y formado por arena marrón anaranjado con

algo de arcilla y compacidad muy densa. En los ensayos SPT y la hinca del tomamuestras

realizados en el jabre en el sondeo SR-2+600 se ha obtenido rechazo en el golpeo en todos

los intentos realizados.

EL sustrato rocoso granítico aparece en el emplazamiento del relleno con meteorización

grado IV y resistencia grado 0-1 (equivalente a resistencia a compresión simple entre 0,25 y

5 MPa).

El nivel freático se ha reconocido en el sondeo SR-2+600 a 4,85 m de profundidad,

prácticamente coincidente con la línea de deslizamiento entre los suelos coluviales y el

sustrato de jabre.



Estabilidad

La geometría final del apoyo y altura del relleno está condicionada por el saneo de los

suelos coluviales en los que se ha definido un posible deslizamiento y la excavación de la

cimentación del estribo del viaducto en el origen del tramo. En la sección de mayor altura de

relleno en el eje se ha realizado un cálculo de estabilidad con el saneo de parte de los

suelos coluvio-eluviales. En el borde izquierdo del relleno aparecen suelos de fondo de

vaguada QFV en los que no se apoyará directamente. El nivel de agua se ha interpretado a

unos 3 m en la zona en la que afloran estos suelos de vaguada, siempre por debajo del

cimiento del relleno. Los parámetros resistentes de los materiales considerados en el

cálculo son:



(kPa)

Ángulo de

fricción, ϕ'

(˚)

Formación QFV 0 30

Formación QCE 5 32

Jabre denso a muy

denso 25 35

Granito GM IV 50 38

En el análisis de estabilidad de forma conservadora se ha considerado que el relleno se

construirá con materiales tipo terraplén y a efectos del cálculo con la acción del sismo, el

espesor en el cimiento de suelos QCE es nulo o muy reducido, por lo que se ha considerado

que tanto el jabre como el granito meteorizado son terrenos Tipo I desde el punto de vista

de la norma sismorresistente (suelos granulares muy densos), a los que le corresponde un

valor de la aceleración sísmica de cálculo de 0,042·g. Con este dato, la componente

horizontal de la aceleración que se introduce en el modelo de cálculo es igual a

0,50x0,042·g= 0,021·g m/s2; y la componente vertical es 0,25x0,042·g= 0,0105·g m/s2.


cálculo se aplica la acción sísmica el factor de seguridad es de 1,81 por lo que se confirma

su estabilidad.

Asientos

El asiento a largo plazo del propio relleno construido con suelos de calidad tratados con

cemento será menor que el estimado en los rellenos anteriores como el 0,3 % de la altura.

Aun considerando esa proporción y una altura de 14 m el asiento será del orden de 4 cm.

Los asientos diferenciales en distancias cortas debidos a este fenómeno serán

despreciables.

Una vez realizadas las operaciones de saneo en el cimiento de este relleno, su apoyo se

realizará sobre jabre muy denso. Se puede estimar que su asiento será menor que los

estimados para los casos anteriores, menores de 15 cm. El jabre asentará de forma muy

rápida con la propia construcción del relleno.



realizarán las siguientes:

Saneo hasta una profundidad máxima de 6 m de los suelos cuaternarios QCE, en el

contacto con el sustrato de jabre.

- Escalonado del terreno natural en la superficie de apoyo del nuevo relleno en la

ladera.



6.4.7.5. Relleno R-7. P.K. 6+805 – P.K. 7+313

Geometría


(m)

Altura

máxima

(m)

Talud

Borde

izquierdo:

6+790 7+313 523 15,0 2(H): 1(V)

Eje: 6+805 7+313 508 13,3

Borde

derecho:

6+825 7+313 488 12,5 2(H): 1(V)



Sondeos: SE-707+315 (EG)

Calicatas: CE-7+020, CD-707+210 (EG), CR-707+380 (EG) y CR-707+540 (EG)

Penetrómetros: PE-7+020, PR-7+168, PR-707+200 (EG) y PR-707+400 (EG)

Talud Inventariado: T-20


Este relleno es el segundo en altura del tramo, con un máximo de 13,5 m medido en el eje

de la plataforma. La altura en el eje supera los 10 m sólo en el tramo comprendido entre

aproximadamente los PPKK 6+960-7+120. La ligera pendiente de la ladera hace que en el

borde izquierdo la altura máxima aumente hasta los 15,0 m. El relleno se construirá

probablemente con materiales tipo terraplén procedentes de la excavación en jabres del

desmonte anterior al relleno y con material tipo pedraplén de la excavación en granitos de la

formación GR (granito de Allariz) que se excavan en el desmonte posterior. En cualquiera de

los dos casos la coronación estará constituida por un suelo con menos del 40% de finos

(pero mayor del 15%) y límite líquido menor de 40, sobre la que se dispondrá una capa de

forma de 60 cm de espesor.

En torno al PK 7+010 se ha proyectado el paso inferior PI-7.0 y la parte final del relleno

constituye el estribo del viaducto sobre la carretera Bemposta - N-525.

Este relleno se sitúa a la derecha de la plataforma existente, a la que se va aproximando

hacia el final del relleno; la sección de la nueva plataforma va en relleno completamente

independiente hasta aproximadamente el PK 7+040, en el que entran en contacto los

derrames de ambos rellenos. Desde ese punto sólo una pequeña parte del nuevo relleno se

adosa al existente, pero las plataformas se siguen manteniendo suficientemente alejadas

como para poder asimilar la futura actuación como una ampliación lateral completa del

relleno actual, como así ocurre en otros rellenos más adelante en el tramo.


La mayor parte del relleno se apoyará sobre el manto de alteración o jabres de los granitos

que forman el zócalo en todo el tramo, correspondiente en esta zona a las formaciones de

Granito de Allariz GR y en mucha menor medida a la formación de Aplitas (APL), sólo en

torno al PK 7+000. El sustrato sólo aflora en un pequeño corte del terreno en torno al PK

7+100, al pie del derrame derecho del relleno de Proyecto. Esta zona es la única donde se

ha reconocido suelos cuaternarios coluvio-eluviales (formación QCE) en el apoyo de los

rellenos.

Los jabres son suelos arenosos con escaso contenido de finos y grava de colores marrones

claros. En general son suelos densos y muy densos en los que todavía se reconoce la

estructura de la roca original, aunque en el primer metro superficial pueden aparecer niveles

medianamente densos. Todas las penetraciones dinámicas han dado rechazo a

profundidades muy pequeñas. Con la interpretación que se presenta en el perfil longitudinal

existen dos zonas diferenciadas por el espesor de estos suelos; hasta el PK aproximado



6+950 se ha estimado un espesor en torno a los 10 m, mientras que disminuye hasta 1-2 m

a partir de dicho punto.

Subyacente aparece el sustrato granítico perteneciente a la formación GR, en general con

grado de meteorización IV como se ha reconocido en los sondeos SE-7+305 y SE-707+315

EG, en los que en toda la longitud perforada, de 13,1 y 15,0 m respectivamente, no se ha

observado el cambio a un grado de meteorización menor. La resistencia del granito grado IV

se ha estimado como grado 0-1 en la escala ISRM (resistencia a compresión simple hasta 5

MPa).

El depósito de suelos QCE se ha cartografiado entre los PPKK 6+900 a 7+000 y se han

reconocido con la calicata CD-707+210 EG y la penetración dinámica PD-707+200 EG. En

la calicata se han alcanzado los 2,5 m de profundidad y no se ha reconocido el contacto con

el jabre subyacente. Se describe como una arena medianamente densa y como se verá, a

partir de los resultados obtenidos en los análisis de estabilidad y de asientos, constituirá un

cimiento adecuado para relleno sin necesidad de sanearlo.

Por último, se han reconocido rellenos vertidos R2 en dos pequeñas zonas del apoyo del

relleno en torno a los PPKK 7+000 y 7+150, siempre en el lado izquierdo, y otros rellenos

menores asociados a edificaciones (RE). Todos se excavarán y retirarán a vertedero.

El nivel de agua se ha reconocido a una profundidad entre 1,5 y 2,0 m en los sondeos y en

algunas de las calicatas realizados a partir del PK 7+000. Hasta ese punto se ha

interpretado que el agua se sitúa incluso a más de 4 m de profundidad.

Estabilidad

En el apartado general dedicado a la estabilidad se ha realizado un cálculo de estabilidad

interna de un terraplén de 15 m de altura que es la de este relleno R-7. Se obtuvo un factor

de seguridad de 2,26 en el cálculo estático y 2,12 con la acción del sismo. También en el

apartado general se realizó un cálculo tipo sobre la estabilidad del cimiento sobre jabre que

reproduce la situación general de este relleno (aunque más desfavorable por ser la de

máxima altura). Los coeficientes de seguridad resultaron del mismo orden que los indicados

para el propio relleno, siempre mayores de 2,0.

En este apartado se va a calcular además la estabilidad cuando el apoyo se realiza sobre

los suelos cuaternarios QCE. Se ha considerado la misma geometría del relleno de 15 m de

altura cimentado sobre 2,0 m de suelos cuaternarios a los que se han asignado los

siguientes parámetros.

c = 5 kPa

= 32o

Para el cálculo se ha tenido en cuenta que el nivel freático en esta zona está bastante

superficial, y se ha considerado con carácter conservador que está al nivel del terreno.



su estabilidad.

Asientos


para la sección de mayor altura (en el eje) de 13,5 m, el asiento será de unos 4 cm. Los

asientos diferenciales en distancias cortas debidos a este fenómeno serán despreciables.

En el apartado general dedicado al análisis de asientos se ha presentado un cálculo del

movimiento del cimiento constituido por jabre de un relleno equivalente a éste. En dicho

cálculo resultó un asiento de 12 cm en el centro del área cargada, que será admisible para

la plataforma ya que además se irá produciendo a medida que se va construyendo.



Para completar el análisis de este relleno, e igual que se ha hecho para la estabilidad, se ha

realizado otro cálculo considerando que el apoyo del relleno se realiza sobre el depósito de

suelos coluvio-eluviales QCE de 2 m de espesor medio. El asiento calculado en el centro del

área cargada es de 15 cm.


Como tratamientos especiales de preparación del terreno de apoyo se realizará un cajeado

en el apoyo del relleno sobre el relleno de la actual plataforma ferroviaria. Esto ocurre

aproximadamente a partir del PK 7+040 en el borde izquierdo.

Se retirarán los rellenos vertidos de la zona de apoyo del terraplén. Concretamente los

rellenos vertidos R2 se eliminarán de las siguientes zonas.

RELLENO R-7. SANEO EN CIMIENTO

P.K. Inicial

P.K. Final

Longitud (m)


(m) Observaciones



6.4.7.6. Relleno R-8. P.K. 7+575 – P.K. 7+770

Geometría


(m)

Altura

máxima

(m)

Talud

Borde

izquierdo:

7+590 7+770 180 4,0 2(H):1(V)

Eje: 7+575 7+770 195 10,0

Borde

derecho:

7+570 7+770 200 12,0 2(H):1(V)



Sondeos: SE-7+685, SV-708+000 (EG)

Calicatas: CR-707+920 (EG) y C-707+400 (EI)

Penetrómetros: PR-7+665, PR-7+705, PR-7+725, PV-708+035 (EG), PV-

708+070 (EG) y P-707+400 (EI)


Este corto relleno, de unos 200 m de longitud, cruza la llanura fluvial del arroyo de Seixalbo,

cuyo cauce se cruza en torno al PK 7+720. Este relleno se apoya completamente sobre el

talud derecho del relleno de la actual plataforma ferroviaria, que tiene una altura similar,

pudiéndose considerar como una ampliación lateral para dar cabida a la nueva plataforma

de la LAV. En la figura siguiente se muestra una sección transversal esquemática por el

punto de mayor altura.

Sección esquemática relleno PK 7+700



La altura máxima del relleno es de 12 m en el borde derecho. La proyección vertical del eje

de trazado cae sobre el pie del actual relleno, por lo que la altura medida en el eje se reduce

a 10 m; si la altura se mide hasta el terreno natural aumentaría hasta los 12,5 m que se han

acotado en la figura. Lo mismo ocurre con la altura medida en el borde izquierdo, que se

reduce a los 4 m indicados al medirla sobre el relleno del ferrocarril actual sobre el que se

apoya.

El final del relleno forma parte del estribo E-1 del Viaducto sobre la carretera OU-105. El

relleno se construirá con materiales procedentes de los desmontes próximos, que podrán

ser tipo terraplén o pedraplén. Entre los PPKK 7+660-7+750 se realizará un saneo de 1 m

de los suelos QFV; al tratarse de una zona potencialmente inundable el material de

sustitución tendrá que cumplir las condiciones de cimiento en situación de posible

saturación y este mismo material será el que se utilice en los dos primeros metros de la

base del relleno. La coronación del relleno estará constituida por un suelo con menos del

40% de finos (pero mayor del 15%) y límite líquido menor de 40, por lo que la capa de forma

tendrá un espesor de 60 cm.


En el fondo de la vaguada se han reconocido suelos aluviales QFV constituidos por arena

con algo de limo hasta una profundidad máxima de unos 5 m (penetrómetros PR-7+705 y

PR-7+725 y sondeo SV-708+000EG). Se observan dos niveles de suelos flojos, uno

superficial entre 1 y 1,5 m de espesor, y otro más profundo entre aproximadamente los 2 a 3

m; los demás suelos QFV se describen como medianamente densos. Se ha interpretado que

los materiales aluviales flojos forman parte del cimiento del relleno actual, al menos los

niveles más profundos, dado que por su espesor y naturaleza es improbable que al hacer el

relleno existente (inaugurado en 1957) se realizase un saneo de los mismos.

Bajo estos materiales se ha reconocido un pequeño espesor de jabre, cuya potencia va

aumentando hacia los bordes de la vaguada. El jabre se describe en general como denso y

muy denso (SE-7+685), aunque también existen niveles superficiales medianamente

densos. Por debajo del jabre se encuentra el sustrato granítico con diversos grados de

meteorización, tal y como se indica en la figura anterior. En torno al PK 7+700 se produce el

contacto entre los granitos de Allariz (GR) y los de Ourense (GRODE) y ambos se pueden

observar en superficie en los desmontes del ferrocarril actual a ambos lados del relleno.

Se ha reconocido una acumulación de rellenos vertidos R2 en la parte final de este relleno,

a partir del PK 7+750 y hasta la carretera OU-105.

El nivel de agua se ha reconocido a 1,7 m de profundidad en el sondeo SE-7+685 y a 3,2 m

en el SV-708+000 EG.

Asientos


para la sección de mayor altura (en el eje) de 13,5 m, el asiento será de unos 4 cm. Los

asientos diferenciales en distancias cortas debidos a este fenómeno serán despreciables.

En relación a los asientos del cimiento se ha analizado también su relación con los

movimientos que provocará en la plataforma actual. Al tratarse de materiales arenosos los

asientos que se produzcan en el cimiento del relleno serán rápidos y ocurrirán durante la

construcción por lo que no son esperables problemas por este motivo en la parte del relleno

que se amplía, es decir en la futura plataforma de LAV.

En el relleno existente se inducirán unos asientos que provocarán un movimiento de la vía,

lo cual podría resultar crítico, dependiendo de la magnitud de los valores que se alcancen.

Para cuantificar el valor de los asientos inducidos se ha realizado el modelo de elementos

finitos que se describe a continuación.



En primer lugar se han obtenido los parámetros elásticos de los suelos QFV encontrados en

este emplazamiento concreto. Los resultados de las penetraciones dinámicas en estos

materiales han dado los siguientes resultados:

GOLPEOS EN PENETRÓMETROS Y ESTIMACIÓN DEL MÓDULO DE ELASTICIDAD DE

LAS ARENAS QFV

GOLPEOS SPT 60 % ENERGIA (N60) (1) Módulo de

Elasticidad, E

(MPa) (3)

Profundidad

(m) PR-7+665 PR-7+705 PR-7+725 PV-708+035EG Promedio (2)

0 a 1 8,4 28 8,4 9,0 8,6 6

1 a 2 8,8 10 8,4 7,5 8,7 6

2 a 3 31,5 11,3 8,4 3,0 7,6 6

3 a 4 R 11,7 17,5 12 13,7 7

4 a 5 R 15,1 17,5 R 16,3 8

>5 R R R R R 50

Notas:

(1) N60 golpeo normalizado a la energía del 60% del ensayo SPT, cuya relación con el golpeo de la penetración tipo

DPSH es aproximadamente:

N60 = 2xNDPSH

(2) Los valores sombreados no se tienen en cuenta, de forma conservadora, para hacer el promedio

(3) Obtenidos según la correlación E = 0,25 · (N60 + 15) --> ver Bowles 5ª Edición Tabla 5.6

Como puede apreciarse en la tabla anterior hasta una profundidad de 3 m los golpeos SPT

equivalentes (normalizados a una energía del 60%) tienen valores de 7 a 9 m. A partir de

esa profundidad la compacidad mejora algo hasta que a los 5 m se alcanza el rechazo al

pasar el jabre. Utilizando la correlación indicada en la tabla se obtiene que el módulo de

elasticidad equivalente para el nivel de arenas flojas es de 6 a 8 MPa. En los cálculos de

asientos se tomará E = 6 MPa conservadoramente para los suelos QFV. Los parámetros de

resistencia se obtuvieron en el apartado general de caracterización geotécnica de los

materiales.; ϕ’ = 300 y cohesión nula.

Las características del modelo de elementos finitos:

- Se considera la geometría del problema y los materiales son los indicados en la

figura “Esquema General” anterior.

Esquema general del modelo de cálculo

- Se considera que no se hace un saneo del material aluvial flojo. En la realidad se ha

previsto la retirada de todos los rellenos vertidos y el saneo del metro superior de

suelos cuaternarios flojos.

- El modelo consta de 14 etapas con la siguiente secuencia:

Etapa 1: Establecimiento de tensiones iniciales del terreno previamente a la

realización de ningún relleno en la zona. Se ha considerado k0 = 0,50 (en

efectivas) para la relación entre tensiones horizontal/vertical y que el nivel

freático se encuentra a 1 m de profundidad.

Etapa 2: se construye el relleno del FC actual añadiendo el peso

correspondiente

Etapa 3: se construye el relleno del camino asfaltado añadiendo el peso

correspondiente

Etapas 4 a 14: se ejecuta la ampliación del relleno añadiendo el peso

correspondiente por tongadas de 1,0 m de altura (la altura de 1 m es una

aproximación de cálculo para obtener unos resultados en asientos más precisa

y en ningún caso supone que la compactación deba realizarse así)

- Las características deformacionales y resistentes de los materiales consideradas en

los cálculos son:



PARÁMETROS DE CÁLCULO

Material Módulo de Elasticidad

(MPa)

ϕ‘ (o)

c’ (kPa)

Relleno compactado 30 35 20

Arena QFV 6 30 Nula

Jabre 80 35 25

Granito GM-IV 200 --- ---

Granito GM-II-III 1000 --- ---

Las figuras extraídas del modelo de cálculo correspondiente a este análisis se

presentan en el apéndice número 4 de este anejo. A continuación se reproducen las

figuras correspondientes a los esquemas de las fases de cálculo.

Etapa 1. Establecimiento del campo tensional inicial

Etapas 2 y 3. Construcción de los rellenos existentes

Etapas 4 a 13. Construcción de la ampliación del relleno por etapas

Etapa 14. Finalización de la ampliación del relleno

El análisis se ha realizado con el programa de cálculo PHASE2 desarrollado por

RocScience. Los resultados obtenidos en términos de movimientos inducidos en el FC

existente por la ampliación del relleno se muestran en la siguiente figura:



Asientos debidos a la ampliación del relleno

(movimientos verticales de la Etapa 14 relativos a la Etapa 3)

Como se puede apreciar en la figura anterior los movimientos inducidos al nivel de la

plataforma del FC existente están comprendidos entre 1 y 2 cm. Estos movimientos se

consideran admisibles habida cuenta de que se va a limitar la velocidad de circulación

durante las obras y de que se procederá a la corrección de los eventuales desajustes de la

vía a su finalización mediante el correspondiente bateo del balasto.

En la misma figura anterior se observa que el asiento máximo del terreno de apoyo por la

parte que se amplía es de unos 13 cm.

• Estabilidad

En el apartado general se ha realizado un cálculo de estabilidad del propio relleno para un

relleno de mayor altura, del que se obtuvieron factores de seguridad mayores de 2,0 tanto

en el análisis estático como con sismo.

La seguridad al deslizamiento del nuevo relleno ampliado se ha analizado empleando el

método de equilibrio de Bishop Simplificado por medio del programa SLIDE de RocScience.

La geometría del modelo es la misma que la empleada en el cálculo de asientos

anteriormente descrito.

Las características resistentes del terreno se han definido mediante el modelo de Mohr-

Coulomb, empleando los parámetros de ángulo de rozamiento y cohesión indicados

anteriormente para el relleno compactado, la arena aluvial y el jabre. En el análisis se ha

supuesto que la curva de rotura pésima no profundizará hasta el granito, por lo que se ha

asignado a este material unos parámetros resistentes muy elevados de forma arbitraria. La

comprobación de estabilidad se ha realizado sin sismo y con la acción del sismo,

considerando en todos los casos un terreno Tipo II según la norma sismoresistente.

El factor de seguridad mínimo, considerando las superficies de rotura saliendo por el lado

que se amplía es igual a 1,94 sin sismo, como muestra la siguiente figura, e igual a 1,82 con

sismo.



Seguridad al deslizamiento del nuevo relleno ampliado (curvas con F.S.<2)

Si se consideran las superficies saliendo por el lado izquierdo, el factor de seguridad mínimo

es igual a 1,81 sin sismo e igual a 1,70 con sismo. La figura correspondiente a este cálculo

se presenta en el Apéndice 4 de este anejo.

Se ha analizado la variación que produce la ejecución de la nueva plataforma en la

seguridad al deslizamiento del relleno existente. Para ello se ha realizado otro modelo, con

las mismas características que las del modelo previo, en el que se analiza su seguridad al

deslizamiento en la situación actual y se compara con los resultados obtenidos

anteriormente. Los resultados obtenidos, en términos relativos entre la situación actual y la

futura, se resumen en el siguiente cuadro (las figuras de estos cálculos se muestran

igualmente en el Apéndice 5 de este anejo). Como se puede observar la estabilidad al

deslizamiento no se ve perjudicada por la construcción de la ampliación del relleno.

RESUMEN ANÁLISIS DE ESTABILIDAD

Coeficiente de Seguridad

Situación Actual Situación Futura

sin sismo Situación Futura

con sismo

Rotura hacia la derecha 1,76 1,94 1,82

Rotura hacia la izquierda 1,81 1,81 1,70



realizarán las siguientes;

- Cajeado del relleno de la actual plataforma ferroviaria en el apoyo del nuevo relleno

por el lado izquierdo.

- Sustitución de 1,0 m de suelos QFV flojos entre PPKK 7+660 y 7+750. El material de

sustitución tendrá que cumplir las condiciones de cimiento en situación de posible

saturación.

- Retirada de los rellenos vertidos R2 desde el PK 7+750 en borde derecho.

6.4.7.7. Relleno R-11. P.K. 8+715 – P.K. 8+980

Geometría


(m)

Altura

máxima

(m)

Talud

Borde

izquierdo:

8+675 8+980 305 13,0 3(H):2(V) (1)

Eje: 8+715 8+980 265 19,5

Borde

derecho:

8+725 8+980 255 18,0 3(H):2(V) (2)



(1) Muro de hormigón al pie hasta el PK 8+950

(2) Muro de escollera al pie desde el PK 8+930



Sondeos: SR-8+860, SV-8+920, SV-709+050 (EG), SV-709+150 (EG) y S-708+620 (EI)

Penetrómetros: PR-8+740, PR-8+840, PR-8+870, PR-8+920, PV-709+000 (EG),

PV-709+100 (EG) y PR-709+240 (EG)


El último de los grandes rellenos del tramo es el más alto, con una altura máxima de casi 20

m medidos en el eje cerca de su final, que forma parte del estribo E-1 del Viaducto sobre la

carretera Rairo-Bemposta. Con este relleno se franquea parte de la llanura aluvial del arroyo

Zaín, cruzándose el propio cauce hacia el final del relleno. En realidad el cauce está

canalizado bajo los rellenos estructurales existentes.

Ésta es una de las singularidades de este nuevo relleno de la plataforma LAV; se encuentra

totalmente delimitado lateralmente entre la carretera Rairo-Bemposta, por el lado derecho, y

la línea de ferrocarril actualmente en servicio, que discurre por la izquierda de la nueva

línea. Ambas infraestructuras discurren también como rellenos, que van perdiendo altura

respecto a la explanada de la LAV, por lo que ésta se apoya totalmente sobre los derrames

de los mismos. La estrecha banda de terreno entre los pies de los rellenos actuales está

ocupada por un relleno vertido (R2). Con objeto de que las tierras del futuro relleno no

invadan las explanadas de ambas infraestructuras este relleno es el único que se ha

proyectado con talud 3(H):2(V). Incluso, cuando la diferencia de cotas entre explanadas es

mayor, ha sido necesario proyectar un muro a cada lado de la nueva plataforma; el M-8.6I

de hormigón armado desde el inicio hasta el PK 8+950 y el M-8.9D de escollera desde el

PK 8+930.

Sección esquemática relleno PK 8+960

En la parte final de este relleno, las singulares características del mismo y de sus

condiciones de cimentación, que a continuación se detallan, implicarán la necesidad de

llevar a cabo un procedimiento constructivo especial;

- El relleno forma parte de la cuña de transición especial del estribo E-1 del viaducto

de la Carretera Rairo-Bemposta. La longitud de la cuña es mayor que lo habitual

debido a que se ha proyectado un aparato de vía cerca del estribo. Por otro lado, el

estribo E-1 se cimenta mediante pilotes empotrados en roca por lo que la cuña ha de

ser suficientemente rígida en sus proximidades.

- Parte de los rellenos actuales del FC y de la carretera sobre los que se apoya la

futura plataforma deben formar parte de la misma cuña de transición, pero para su

construcción habría que realizar excavaciones en sus taludes que comprometerían

su estabilidad.

- Como se describirá más adelante, parte del cimiento estará constituido por arenas

flojas de la formación cuaternaria QFV, incluso a unas profundidades que no hacen

posible su saneo por sustitución.



- Los movimientos inducidos a la explanada de la carretera y del ferrocarril actuales,

debidos a la construcción de los rellenos de mayor altura de la plataforma de la LAV,

no se consideran admisibles.

Un esquema del tratamiento se muestra en las siguientes figuras, según el eje del perfil

longitudinal y por un perfil transversal. El procedimiento comprenderá las siguientes fases.

- Saneo de los rellenos vertidos R2 y suelos QFV de la zona localizada entre los

derrames de los rellenos actuales; es la zona de forma aproximadamente triangular

indicada como S en la sección transversal.

- Ejecución de la parte de terraplén hasta alcanzar la cota de la actual carretera Rairo-

Bemposta. Esta parte del relleno se hará con material granular tipo MG que forma las

cuñas de transición. La coronación de esta fase de relleno será la plataforma de

trabajo de los equipos de inyecciones (para distinguirla, en la sección transversal se

ha dibujado el esquema de una máquina).

- Tratamiento de Jet-Grouting del terreno situado bajo la plataforma de trabajo de

acuerdo a las siguientes especificaciones:

Este tratamiento se realizará entre los PPKK 8+920 y 9+007.

En planta las inyecciones se disponen de forma general en una malla

triangular equilátera de 3 m de lado. La única excepción es la zona por la que

discurre la obra de drenaje existente (PK 8+987 en el perfil longitudinal,

columnas azules) y la zona por la que se repone mediante la obra OD-8.96

(PK 8+966, columna roja).

Este tratamiento se realizará entre los PPKK 8+920 y 9+007.

La profundidad alcanzada por el tratamiento será hasta penetrar 1,0 m en el

jabre o hasta alcanzar el sustrato rocoso.

Como se observa en el esquema del perfil longitudinal, con objeto de dar

forma a la ‘cuña de transición’ con un cambio progresivo de rigideces, hasta el

PK aproximado 8+962 sólo se tratan los niveles inferiores de terreno aunque

con alturas crecientes, es decir no se trata todo el terreno bajo la plataforma de

trabajo generada.



- Se continúa con el resto del relleno que forma la explanada de la nueva línea LAV,

así como el muro M-8.9D. Los materiales a emplear como relleno son los habituales

de las cuñas de transición (indicados en esquemas adjuntos como MG relleno

granular especial y MT tratado con cemento).

Esquema de Tratamiento. Sección Transversal PK 8+960



Esquema de Tratamiento. Perfil Longitudinal



El relleno general se hará con materiales tipo terraplén o pedraplén procedentes de las

excavaciones del tramo, excepto los materiales especiales que definen la cuña de transición

en la parte final del relleno que han de proceder de cantera. En algunas secciones del

relleno este material será tratado como parte del procedimiento de mejora descrito. Como

los demás rellenos del tramo, la coronación estará construida por un suelo con menos del

40% de finos (pero mayor del 15%) y límite líquido menor de 40, y la capa de forma tendrá

un espesor de 60 cm.


El relleno se emplaza en el ámbito de la formación rocosa de los Granitos de Ourense

(GRODE) que en general se encuentra recubierto por un pequeño manto de jabre generado

por la alteración ‘in situ’ de la roca. Uno de los aspectos singulares sobre el emplazamiento

de este relleno es la presencia de las dos importantes infraestructuras ya descritas que

discurren igualmente en terraplén (formación R1) con una alineación paralela a la de la

nueva línea férrea. En todos los casos, con los terraplenes actuales y futuros se salva el

desnivel que provoca el arroyo Zaín, al que se asocian dos depósitos de suelos cuaternarios

de fondo de vaguada QFV. De acuerdo a la interpretación hecha en el perfil longitudinal, el

primer depósito se cruza entre los PPKK 8+780 y 8+840 del eje de la traza y tiene un

espesor máximo de unos 3,5 m; y el segundo depósito se atraviesa entre los PPKK 8+925 a

9+025 y se han reconocido hasta una profundidad máxima de 9,8 m (penetración dinámica

PV-709+240 EG), si bien los 5 m superficiales correspondían a los rellenos presentes en la

zona. Por último hay que destacar la presencia de rellenos vertidos (rellenos R2) en la

estrecha banda de terreno que queda a los pies de los derrames de los rellenos

estructurales actuales. (Ver la figura de “Sección esquemática relleno PK 8+960” del

apartado anterior).

En general el sustrato rocoso se ha reconocido con grado de meteorización IV y de

resistencia grado 0-1 (hasta los 25 m alcanzados en el sondeo SV-709+150 EG). Se ha

podido observar en superficie en varios afloramientos de la zona (por ejemplo en torno al

PK 8+800 al lado izquierdo de la plataforma férrea actual.

Sobre el granito se ha observado el jabre formando un manto muy continuo de menos de 3

m de espesor. Geotécnicamente son arenas con escaso contenido de finos poco plásticos;

son suelos densos a muy densos, con frecuentes rechazos durante la hinca de los

tomamuestras y de los ensayos de penetración SPT.

El espesor de jabre se reduce en torno a los ejes de las vaguadas, cuando ha sido removido

y sustituido por los depósitos de suelos cuaternarios de la formación QFV. Esto ocurre en las

zonas ya señaladas y que se resumen a continuación en relación a las penetraciones

dinámicas en las que se han reconocido.

SUELOS CUATERNARIOS DE FONDO DE VAGUADA QFV

Situación.

PK de cruce Penetrómetro

Espesor de relleno

(m)

Profundidad de QFV

Reconocida

(m)

8+780 8+840 PV-709+100 EG 1,4 1,4 - 4,8

8+925 9+025 PV-709+240 EG 5,0 5,0 – 9,8

El cauce principal del arroyo corresponde a la segunda zona indicada en la tabla y es la que

se ha cartografiado en las Plantas Geológico-Geotécnicas. Por el contrario, la primera zona

corresponde a una pequeña vaguada que ha quedado oculta bajo los actuales rellenos y no

aparecen en la cartografía geológica. Los suelos de esta formación son igualmente de

naturaleza arenosa, pero se caracterizan por poseer frecuentes niveles flojos e incluso muy

flojos en todo su espesor, alternando con capas medianamente densas (ensayos SPT de

los sondeos SV-8+920 y S-708+620 EI).

Con la interpretación hecha en el Perfil Longitudinal Geológico-Geotécnico el nivel de agua

se situaría aproximadamente en el contacto entre el jabre y el sustrato granítico, excepto en

el entorno de los depósitos de suelos cuaternario donde el nivel se sitúa a menor

profundidad; a 1 m en el primer depósito y entre 2 y 3 m en el segundo, siempre referidas a

la superficie actual del terreno.



Asientos

El asiento a largo plazo del propio relleno no tratado se ha estimado en el 0,3 % de la altura,

por lo que para la sección de mayor altura del orden de 15 m, el asiento será de unos 4-5

cm. Los asientos diferenciales en distancias cortas debidos a este fenómeno serán

despreciables.

Como ya se hizo para el relleno R-8 anterior, dentro de este epígrafe se han analizado tanto

los asientos provocados en el terreno de apoyo del futuro relleno como la influencia que

tendrá sobre las dos infraestructuras existentes. Con objeto de valorar los movimientos

inducidos sobre ellas se han realizado modelos de elementos finitos semejantes al ya

descrito para el relleno R-8. Se ha analizado por separado la cimentación del relleno sobre

los dos depósitos de suelos QFV reconocidos, debido a la diferencia de características de

dichos suelos, pero sobre todo para tener en cuenta la diferente altura del relleno.

El depósito entre los PPKK 8+780 y 8+840 se ha analizado con un único modelo

representado por el perfil 8+820. El modelo de cálculo del programa PHASE2 se presenta


Esquema general del modelo de cálculo. PK 8+820

El resto de hipótesis de cálculo son semejantes a las detalladas para el modelo del relleno

R-8

- Se considera que no se hace un saneo del material aluvial flojo. En la realidad se ha

previsto la retirada de todos los rellenos vertidos y la parte de suelos cuaternarios

flojos que queda entre los derrames de los rellenos actuales.

- El modelo consta de 14 etapas con la siguiente secuencia:

Etapa 1: Establecimiento de tensiones iniciales del terreno previamente a la

realización de ningún relleno en la zona. Se ha considerado k0 = 0,50 (en

efectivas) para la relación entre tensiones horizontal/vertical y que el nivel

freático se encuentra a 1 m de profundidad.

Etapas 2-5: se construye el relleno del FC actual añadiendo el peso

correspondiente

Etapas 6-9: se construye el relleno del vial Rairo-Bemposta existente

Etapas 10 a 14: se ejecuta la ampliación del relleno añadiendo el peso

correspondiente a alturas de 2 m (la altura de 2 m es una aproximación de

cálculo para obtener unos resultados en asientos más precisa y en ningún

caso supone que la construcción del relleno sea así)

- Los parámetros deformacionales y resistentes de los materiales consideradas en los

cálculos son:

PARÁMETROS DE CÁLCULO

Material

Módulo de

Elasticidad

(MPa)

ϕ‘

(o)

c’

(kPa)

Relleno compactado 30 35 20

Arena QFV 5 30 Nula

Jabre 80 35 25

Granito GM-IV 200 --- ---

Los resultados obtenidos en términos de movimientos inducidos en el FC y al vial existentes

por la ampliación del relleno se muestran en la siguiente figura:



Asientos debidos a la ampliación del relleno

(movimientos verticales de la Etapa 14 relativos a la Etapa 9)

Se observa en la figura anterior que los movimientos verticales máximos inducidos al nivel

de la plataforma del FC y del vial existente son iguales a 7 y 0,5 mm respectivamente. Estos

movimientos se consideran admisibles teniendo en cuenta que los desajustes que por

ejemplo se puedan producir en la vía se irán controlando y corrigiendo mediante el bateo del

balasto durante la obra. El asiento máximo del terreno de apoyo en la parte central del

relleno es del orden de 9 cm como se observa en la misma figura.

Los suelos granulares que forman tanto el terreno natural como los rellenos actuales

asentarán de forma muy rápida y se producirán durante la construcción por lo que no

existirán problemas diferidos una vez finalizados los trabajos de movimiento de tierras.

Se concluye por lo tanto que no será necesaria ninguna operación especial de tratamiento

del terreno en el cimiento del relleno en esta primera zona analizada (sólo el mencionado

pequeño saneo de rellenos R2 y suelos QFV superficiales).

Por lo que respecta a la segunda de las zonas de cimiento sobre suelos QFV, la

comprendida entre los PPKK 8+925 a 9+025, se han realizado tres modelos por tres

secciones características del relleno; PK 8+920, PK 8+950 y PK 8+975.




En realidad, por cada sección se han realizado dos modelos:

- En el primer modelo se procede como con los modelos descritos hasta ahora, es

decir la construcción del nuevo relleno partiendo de la situación actual en la que se

ya existen las infraestructuras del FC y la carretera.



- En el otro modelo se simula el tratamiento del terreno descrito en el apartado inicial

dedicado a este relleno. La simulación se efectúa incrementando el módulo de

elasticidad hasta 250 MPa en las zonas internas anaranjadas que se muestran en las

tres figuras anteriores.

En el Apéndice 5 de este anejo se presentan los detalles de los modelos, así como sus

resultados más significativos.

Estos resultados se concretan en el análisis de los movimientos que la construcción del

nuevo relleno provoca en la vía y carreteras actuales. En la siguiente tabla se presenta el

resumen de estos resultados, comparando las situaciones con y sin tratamiento.

RESUMEN ANÁLISIS DE ASIENTOS

Asientos (cm)

Sección

PK 8+920 PK 8+950 PK 8+975

Sin

Tratamiento

Con

Tratamiento

Sin

Tratamiento

Con

Tratamiento

Sin

Tratamiento

Con

Tratamiento

Ferrocarril Borde Izquierdo 1,40 1,03 4,07 1,52 5,02 1,24

Borde Derecho 2,33 1,71 5,64 2,20 7,95 2,15

Carretera Borde Izquierdo 1,25 1,28 4,64 2,83 12,50 4,30

Borde Derecho -0,02 ≈ 0,00 0,57 0,47 2,41 0,66

Los mayores movimientos se producen con el modelo de la sección PK 8+975, en la que

coincide el relleno de mayor altura con el mayor espesor de suelos de fondo de vaguada.

En esta sección el asiento máximo provocado en la plataforma del ferrocarril es igual a 8 cm

en la hipótesis de que no se realiza ningún tratamiento, y se reduce a una cuarta parte (al

25%) si se simula la mejora del terreno. La sección de cálculo del PK 8+975 es además

donde resulta más efectivo el tratamiento, ya que en las otras dos secciones se observa que

la reducción de los movimientos verticales de la plataforma ferroviaria se queda en el

entorno del 40 al 75% al hacer el tratamiento.

A la vista de los resultados obtenidos, además de confirmar la necesidad de realizar el

tratamiento del terreno descrito, se observa que igualmente habrá que llevar a cabo un

control de los movimientos de la vía y unas operaciones de nivelación durante la obra.

Estabilidad

La seguridad al deslizamiento del nuevo relleno ampliado se ha analizado igualmente para

las dos zonas características de apoyo sobre los suelos cuaternarios de fondo de vaguada

(QFV). Para la primera zona (PPKK 8+780 y 8+840) se ha considerado la misma sección del

PK 8+820, mientras que para la segunda zona (PPKK 8+925 a 9+025) se ha seleccionado

la sección del PK 8+875 que aúna en un mismo punto la mayor altura de relleno y el mayor

espesor de suelos cuaternarios. Se ha empleado el método de equilibrio de Bishop

Simplificado con el programa SLIDE de RocScience. La geometría de los modelos son las

mismas que las empleadas en los cálculos de asientos anteriormente descritos.

Las características resistentes del terreno se han definido mediante el modelo de Mohr-

Coulomb, empleando los parámetros indicados en apartados anteriores. El único material

nuevo que interviene en el cálculo es el relleno tipo cuña de transición tratado con cemento

que forma parte de la cuña de transición en la sección del PK 8+975. De forma

conservadora se le ha asignado los siguientes parámetros;



Se han analizado superficies de rotura saliendo por el lado izquierdo y por el lado derecho

de los modelos, y de cada sección se ha comparado la situación futura del relleno ampliado

con la estabilidad de los rellenos del ferrocarril y la carretera actuales, tanto sin sismo como

con la acción de éste. Las figuras correspondientes a los cálculos se presentan en el

Apéndice 5 de este anejo.



Los factores de seguridad mínimos obtenidos, tanto en la situación actual como la futura, se

resumen en el siguiente cuadro.

RESUMEN ANÁLISIS DE ESTABILIDAD

Coeficiente de Seguridad

PK 8+820 PK 8+975

Situación

Actual

Situación

Futura

sin sismo

Situación

Futura

con sismo

Situación

Actual

Situación

Futura

sin sismo

Situación

Futura

con sismo Rotura hacia la

derecha

1,83 3,59 3,41 1,99 1,85 1,72

Rotura hacia la

izquierda

1,68 3,18 2,94 1,43 1,44 1,36

Como se puede observar la estabilidad al deslizamiento no se ve perjudicada por la

construcción de la ampliación del relleno. Incluso en los cálculos de la sección PK 8+820 la

estabilidad se ve favorecida de manera importante en la situación futura, sin y con sismo.



realizarán las siguientes;

- Cajeado de los rellenos existentes de la plataforma ferroviaria actual y de la carretera

Rairo-Bemposta.

- Saneo de los rellenos R2 y de la parte de los suelos QFV que forman la cuña de

terreno que queda entre los pies de los derrames de los rellenos actuales del FC y la

carretera, entre los PPKK 8+775 y 8+980.

- Tratamiento de mejora mediante inyecciones de tipo Jet-Grouting desde el PK

8+920, de acuerdo al procedimiento descrito en el apartado inicial dedicado a este

relleno.



6.4.8. Tabla Resumen de Rellenos

RELLENO BORDE P.P.K.K. LONGITUD

(m)

ALTURA MÁXIMA


FORMACIÓN GEOLÓGICO-GEOTÉCNICA EN APOYO

TIPO DE RELLENO ESPESOR A SUSTITUIR EN EL CIMIENTO TRATAMIENTOS

ESPECIALES EN EL CIMIENTO

MATERIAL SOPORTE DE LA

CAPA DE FORMA

ESPESOR DE LA

CAPA DE FORMA

(m)

BI 0+000 - 1+035 1.035 8,0 2(H):1(V)

Sondeos (5): SE-0+010; SE-700+170 EG; SR-0+415; SV-700+600 EG; SR-0+920 Calicatas (10): CE-0+015; CR-700+020 EG; CR-0+025; CR-700+280 EG; CR-700+400 EG; CR-700+480 EG; C-700+600 EI; CR-0+600; CR-700+640 EG; CE-0+740 Penetrómetros (16): PE-0+015; PR-0+205; PR-700+240 EG; PR-700+290 EG; PR-700+370 EG; PR-0+480; PR-0+550; PV-700+585 EG; PR-0+600; P-700+600 EI; PR-0+660; PE-0+740; PR-0+800; PR-0+860; PR-0+860 BIS; PR-1+000

Rellenos RP: Zonas Pavimentadas Formación QFV. Depósitos de fondo de vaguada Formación CEDF: Depósitos Terciarios-Cuaternarios Formación SGR: Jabre granito de Allariz

MATERIAL PROCEDENTE DE LA TRAZA. ENTRE 0+100-0+680 Y 0+840-0+940 BASE (2 m) CON

MATERIAL EN CONDICIONES DE

SATURACIÓN

P.K. Inicial

P.K. Final


(m)

Suelos a sustituir

0+000 0+035 1,0 Suelos CEDF

0+140 0+200 1,0 Suelos QFV

0+200 0+400 1,5 Suelos QFV

0+400 0+550 0,6 Suelos QFV

0+550 0+660 1,5 Suelos QFV

0+850 0+940 1,0 Suelos QFV y CEDF

0+940 0+995 1,0 Suelos CEDF

NINGUNO



0,60 R-1 EJE 0+000 - 1+040 1.040 8,5 -

BD 0+000 - 1+040 1.040 8,5 2(H):1(V)

BI 1+895 - 2+320 425 9,5 2(H):1(V)

Sondeo (1): SE-2+090 Calicatas (3): CV-1+890; C-702+020 EI; CD-2+320 Penetrómetros (2): PV-1+890; P-702+020 EI

Formación QCE: Suelos coluvio-eluviales Formación SGR: Jabre granito de Allariz

MATERIAL PROCEDENTE DE LA TRAZA

1,0 m DE SUELOS CEDF ENTRE LOS PPKK 1+895 Y 2+110

NINGUNO



0,60 R-2 EJE 1+895 - 2+330 435 10,5 -

BD 1+895 - 2+335 440 10,5 2(H):1(V)

BI 2+375 - 2+460 85 6,5 2(H):1(V)

Calicata (1): CV-2+465 Penetrómetro (1): PV-2+465

Formación QCE: Suelos coluvio-eluviales Formación SGRODE: Jabre granito de Ourense


NULO ESCALONADO DEL APOYO EN LADERA



0,60 R-3 EJE 2+375 - 2+460 85 8,0 -

BD 2+390 - 2+460 70 11,5 2(H):1(V)

BI 2+590 - 2+615 25 12,0 2(H):1(V)

Sondeo (1): SR-2+600 Calicata (1): CV-2+580 Penetrómetro (1): PV-2+580

Formación QCE: Suelos coluvio-eluviales (Se retiran en operaciones de saneo) Formación SGRODE: Jabre granito de Ourense

MATERIAL TRATADO CON CEMENTO TIPO MT PLATAFORMA DE

SOCORRO CONTIGUA CON MATERIAL

PROCEDENTE DE LA TRAZA

HASTA 6,0 m DE SUELOS QCE ESCALONADO DEL APOYO EN LADERA

MATERIAL TRATADO CON

CEMENTO

MATERIAL TRATADO

CON CEMENTO

R-4 EJE 2+590 - 2+605 15 14,0 -

BD 2+590 - 2+600 10 6,0 2(H):1(V)




(m)

ALTURA MÁXIMA






CAPA DE FORMA

ESPESOR DE LA

CAPA DE FORMA

(m)

BI 6+168 - 6+173 5 2,0 2(H):1(V)

Calicata (1): CD-6+130 Formación SGR: Jabre granito de Allariz MATERIAL PROCEDENTE

DE LA TRAZA NULO

ESCALONADO DEL APOYO EN LADERA


LÍMITE LÍQUIDO <40 Y

MATERIALES DE CUÑA DE

TRANSICIÓN DEL ESTRIBO

VIADUCTO BARBAÑA

0,60 R-5 EJE 6+150 - 6+173 23 6,0

BD 6+143 - 6+173 30 7,0 2(H):1(V)

BI 6+530 - 6+555 25 8,0 2(H):1(V)

Sondeo (1): SV-6+530 Penetrómetro (1): PV-6+530 Talud (1): T-19

Formación SGR: Jabre granito de Allariz MATERIAL PROCEDENTE

DE LA TRAZA NULO

ESCALONADO DEL APOYO EN LADERA


LÍMITE LÍQUIDO <40 Y

MATERIALES DE CUÑA DE

TRANSICIÓN DEL ESTRIBO

VIADUCTO BARBAÑA

0,60 R-6 EJE 6+530 - 6+555 25 7,5

BD 6+530 - 6+550 20 7,0 2(H):1(V)

BI 6+790 - 7+313 523 15,0 2(H):1(V) Sondeo (2): SE-7+305, SE-707+315 EG Calicatas (4): CE-7+020, CD-707+210 EG, CR-707+380 EG, CR-707+540 EG Penetrómetros (4): PE-7+020, PR-7+168, PR-707+200 EG, PR-707+400 EG Talud (1): T-20

Formación QCE: Suelos coluvio-eluviales Formación SGR: Jabre granito de Allariz Formación APL: Aplitas Formación GR: Granito de Allariz Rellenos RE: Zona edificada Rellenos R2: Rellenos sin compactación Rellenos R1: Rellenos compactados


SANEO 1,0 m R2 EN BI PPKK 6+970-7+050 PPKK 7+110-7+200

ESCALONADO APOYO EN RELLENO

FERROCARRIL ACTUAL EN BORDE IZQUIERDO DESDE

PK 7+040



0,60 R-7 EJE 6+805 - 7+313 508 13,5

BD 6+825 - 7+313 488 12,5 2(H):1(V)

BI 7+590 - 7+770 180 4,0 2(H):1(V)

Sondeos (2): SE-7+685, SV-708+000 EG Calicatas (2): CR-707+920 EG, C-707+400 EI Penetrómetros (6): PR-7+665, PR-7+705, PR- 7+725, PV-708+035 EG, PV-708+070 EG, P-707+400 EI

Rellenos R1: Rellenos compactados Rellenos R2: Rellenos sin compactación Formación QFV: Depósitos de fondo de vaguada Formación SGR: Jabre granito de Allariz Formación GR: Granito de Allariz Formación SGRODE: Jabre granito de Ourense Formación GRODE: Granito de Ourense

MATERIAL PROCEDENTE DE LA TRAZA. ENTRE

7+660-7+750 BASE (2m) CON MATERIAL EN CONDICIONES DE

SATURACIÓN

SANEO 1,0 m SUELOS QFV Y SUSTITUCIÓN POR MATERIAL PARA CIMIENTO EN CONDICIONES DE

SATURACIÓN. SANEO 1,5 m R2 EN BD DESDE PK 7+750


FERROCARRIL ACTUAL EN BORDE

IZQUIERDO



0,60 R-8 EJE 7+575 - 7+770 195 10,0

BD 7+570 - 7+770 200 12,0 2(H):1(V)

BI 7+825 - 7+850 25 2,5 2(H):1(V)

Sondeo (1): SV-708+115 EG Talud (1): T-22

Rellenos R2: Rellenos sin compactación Rellenos R1: Rellenos compactados Formación SGR: Jabre granito de Allariz Formación GRODE: Granito de Ourense


NULO


FERROCARRIL ACTUAL EN BORDE

IZQUIERDO



0,60 R-9 EJE 7+825 - 7+860 35 6,0

BD 7+825 - 7+860 35 6,0 2(H):1(V)




(m)

ALTURA MÁXIMA






CAPA DE FORMA

ESPESOR DE LA

CAPA DE FORMA

(m)

BI 7+910 - 7+970 60 2,5 2(H):1(V)

Calicata (1): CR-708+220 EG Penetrómetros (2): PR-7+955 BIS, PR-7+955

Rellenos R2: Rellenos sin compactación Formación SGR: Jabre granito de Ourense Formación GRODE: Granito de Ourense


SANEO 1,0 m R2 EN BI PPKK 7+910-7+925 Y 2,5 m EN TODA LA PLATAFORMA DESDE PK 7+925

NINGUNO



0,60 R-10 EJE 7+905 - 7+955 50 2,5

BD 7+910 - 7+955 45 1,5 Muro

BI 8+675 - 8+980 305 13,0 3(H):2(V)

(1) Sondeos (4): SR-8+860, SV-8+920, SV-709+050 EG, SV-709+150 EG, S-708+620 EI Penetrómetros (7): PR-8+740, PR-8+840, PR-8+870, PR-8+920, PV-709+000 EG, PV-709+100 EG, PR-709+240 EG

Rellenos R1:Rellenos compactados Rellenos R2: Rellenos sin compactación Formación QFV: Depósitos de fondo de vaguada Formación SGRODE: Jabre granito de Ourense Formación GRODE: Granito de Ourense

MATERIAL PROCEDENTE DE LA TRAZA Y DESDE EL PK 8+940 MATERIAL GRANULAR Y TRATADO

CON CEMENTO DE APORTACIÓN

SANEO ESPESOR VARIABLE (1,0 a 3,0 m) R2 Y QFV DESDE PK 8+775 a 8+980 ENTRE PLATAFORMAS DE

FFCC Y CARRETERA

ESCALONADO TALUDES DE

RELLENO DE FFCC ACTUAL Y

CARRETERA RAIRO-BEMPOSTA PPKK 8+735-8+980. COLUMNAS DE JET-GROUTING DESDE

PK 8+920

SUELO CON FINOS <40% Y LÍM. LÍQ. <40. ENTRE PPKK 8+940-8+960

SUELO GRANULAR MG DE CUÑAS DE TRANSICIÓN

0,60 DESDE EL

PK 8+960 NO SE

PROYECTA CAPA DE FORMA (3)

R-11 EJE 8+715 - 8+980 265 19,5

BD 8+725 - 8+980 255 18,0 3(H):2(V)

(2)

BI 9+180 - 9+195 15 4,0 3(H):2(V)

Sondeos (2): S-708+820 EI, SV-709+500 EG Penetrómetros (2): PV-9+165, PV-9+165 BIS Talud (1): T-28



NULO NINGUNO



0,60 R-12 EJE 9+156 - 9+200 44 4,0

BD 9+156 - 9+190 34 3,5 3(H):2(V)

(1) Con muro de hormigón M-8.6I al pie hasta el PK 8+950

(2) Con muro de escollera M-8.9D al pie desde el PK 8+930

(3) La capa de subbalasto se apoya directamente sobre material tratado con cemento tipo MT de las cuñas de transición



6.5. OTRAS OBRAS DE TIERRA

6.5.1. Introducción

En el conjunto de otras obras de tierra se han incluido los caminos, variantes de

caminos, desvíos provisionales y las zonas de relleno de sobrantes. En este apartado

se resumen los aspectos geotécnicos con los que se han diseñado estas unidades de

obra.

6.5.2. Caminos, variantes de caminos y desvíos provisionales

Los principales criterios con los que se han diseñado los numerosos caminos y viales

del proyecto se resumen en los siguientes puntos:

Desmontes

Las excavaciones de los caminos y desvíos se han proyectado con los mismos

criterios, función del material a excavar, que los desmontes de la plataforma. En la

siguiente tabla se resumen los taludes adoptados.

VIALES. TRAMIFICACION DE TALUDES EN DESMONTE HASTA EL TÚNEL DE RANTE

NOMBRE TRAMO

TALUD DESMONTE

TALUD

CORONACIÓN

(1 m Superior) PK Inicial PK Final

Variantes de carreteras y caminos

Variante de Carretera. 1.4 OU-320 0+000 Final 3H:2V 3H:2V

Variante de Camino. 0.0 / Relleno de sobrantes V-1a 0+000 Final 3H:2V 3H:2V

Variante de Camino. 0.0 PS 0+000 Final 3H:2V 3H:2V

Variante de Camino 0.7 PI 0+000 Final 3H:2V 3H:2V

Variante de Camino 1.5 0+000 Final 1H:1V 3H:2V

Caminos de Enlace

Camino de Enlace 0.0-1 D 0+000 Final 3H:2V 3H:2V

Camino de Enlace 0.0-1 I 0+000 Final 3H:2V 3H:2V

Camino de Enlace 0.0-2 D 0+000 Final 3H:2V 3H:2V

Camino de Enlace 0.0-2 I 0+000 Final 3H:2V 3H:2V

Camino de Enlace 0.7 D 0+000 Final 3H:2V 3H:2V

NOMBRE TRAMO

TALUD DESMONTE

TALUD

CORONACIÓN

(1 m Superior) PK Inicial PK Final

Camino de Enlace 0.7 I 0+000 Final 3H:2V 3H:2V


Camino de Enlace 2.0 D 0+000 Final 3H:2V 3H:2V


Caminos de Servicio

Camino de Servicio 1.5 D 0+000 Final 3H:2V 3H:2V

Camino de Servicio 1.7 D 0+000 Final 3H:2V 3H:2V

Caminos de Acceso a Túnel

Camino de Acceso al Túnel 2.4 I 0+000 0+250 1H:1V 1H:1V

0+250 Final 3H:2V 3H:2V

Camino de Acceso al Túnel 3.3 D 0+000 0+170 1H:2V 1H:1V

0+170 Final 2H:3V (1) 2H:3V (1)

Camino de Acceso al Túnel 4.3 D 0+000 Final 1H:1V 1H:1V



Desvíos Provisionales

Desvío Provisional 2.0 / Ctra OU-0516 0+000 Final 1H:1V 1H:1V

Desvío Provisional 0.0 / Vte. de Camino 0.0 PS 0+000 Final 1H:1V 1H:1V

Caminos de Acceso Provisionales

Camino Acceso Provisional 0.0 I / Relleno de sobrantes V-

1a 0+000 Final

1H:1V 1H:1V

Camino Acceso Provisional 2.4 / Viaducto San Benito 0+000 Final 1H:1V 1H:1V

(1) La transición de los taludes del tramo anterior a los de este tramo se producirán en los primeros 20 m de este tramo.

VIALES. TRAMIFICACION DE TALUDES EN DESMONTE DESDE EL TÚNEL DE RANTE

NOMBRE TRAMO

TALUDES

PRINCIPAL CORONACIÓN (1m superior)

PK Inicial PK Final H V H V

Variantes de carreteras y caminos

Variante de Carretera 6.3 0+000 Final 3 2

Variante de Camino 6.5 0+000 Final 3 2

Variante de Camino 7.0 PI 0+000 Final 3 2

Variante de Camino 7.8 PI Camino Santiago

0+000 0+004 1 2

0+004 0+034 Entre muros (1)

0+034 Final 3H:2V en MI y 6H:1V en MD

Variante de Camino 8.6 PS / Camino Zain 0+000 Final 2 3





NOMBRE TRAMO

TALUDES



Caminos de Enlace

Camino de Enlace 6.6 D

0+000 0+260 1 1 3 2

0+260 0+320 1 1

0+340 Final 1 1 3 2

Camino de Enlace 6.8 D 0+000 Final 3 2

Camino de Enlace 6.8 I 0+000 Final 3 2

Camino de Enlace 7.0 D 0+000 Final 1 1 3 2

Camino de Enlace 7.8 D 0+000 Final 3 2

Camino de Enlace 7.9 D 0+000 Final 1 1 3 2

Camino de Enlace 8.1 I/Camino Parroquial Seixalbo-Bemposta

0+000 Final 1 1 3 2

Camino de Enlace 8.4 D/Camino Parroquial Seixalbo-Bemposta

0+000 Final 1 2 3 2

Camino de Enlace 8.7 I 0+000 0+070 1 2

0+070 Final 2 3 3 2

Camino de Enlace 8.9 D/Relleno de sobrantes 5e 0+000 Final 1 1

Camino de Enlace 9.1 D/Camino Parroquial Zaín-Rairo 0+000 Final 1 1

Camino de Enlace 9.2 I/Camino Parroquial Zaín-Rairo 0+000 Final 1 1

Caminos de Servicio

Camino de Servicio 6.2 D 0+000 0+060 1 1

0+060 Final 1 1 3 (2) 2 (2)

Camino de Servicio 6.4 I 0+000 Final 3 2

Camino de Servicio 6.5 I 0+000 Final 1 1 3 2

Camino de Servicio 6.6 D

0+000 0+050,5 1 (3) 3 (3)

0+050,5 0+056,5 Transición de taludes

0+056,5 Final 3 2

Camino de Servicio 7.8 D 0+000 Final 1 1


0+085 Final 3 2


Camino de Servicio 8.6 D 0+095 Final 1 1

Camino de Acceso a Túnel

Camino de Acceso al Túnel 6.1 D 0+000 0+260 1 1 3 2

0+260 Final 1 1 3 (2) 2 (2)

Desvíos provisionales Carreteras y Caminos

Desvío Provisional Ctra. 6.2 0+000 Final 3 2

Desvío Provisional Variante de Ctra. 6.3 0+000 Final 3 2

Desvío Provisional 9,0 /Vial Rairo Bemposta 9.0 0+000 Final 1 1

Desvío Provisional Variante Camino 6.5 0+000 Final 1 1

Desvío Provisional camino de Zaín 8.6 I 0+000 0+240 1 1

0+240 Final 1 2



Desvío Provisional Camino de Enlace 7,0 D 0+000 Final 1 1

NOMBRE TRAMO

TALUDES



Caminos Provisionales de Acceso a la Obra

Camino Provisional de Acceso a obra 6.1 D 0+000 Final 1 1

Camino Provisional de Acceso a obra 6.2 D 0+000 0+043 2 3 2 (4) 1 (4)

0+043 Final 1 (5) 1 (5)

Camino Provisional de Acceso a obra 6.3 0+000 Final 3 2

Ampliación Provisional Camino de Acceso a obra 6.4 I 0+000 Final 3 2

Ampliación Provisional Camino de Acceso a obra 6.5 I 0+000 Final 3 2

(1) En el primer tramo los muros se sitúan en los bordes del camino. En el tramo en túnel los hastiales se sitúan a 0,50m del borde de la plataforma del camino. (2) En este tramo el espesor del talud superior es de 3 m. Transición del talud principal al talud de coronación en los 20 m anteriores al intervalo. (3) Talud correspondiente al muro M-6.5 D

(4) En este tramo el talud superior aparece en el tramo de talud situado por encima de la cota 217m.

(5) La transición de taludes con el tramo anterior se efectúa en los primeros 7 m de este tramo.

Los materiales en los que se excavarán los desmontes de los caminos serán los mismos que los

de la plataforma ferroviaria y con alturas inferiores (máxima de 11 m). En el apartado general de

Desmontes se ha comprobado que la resistencia de los materiales es suficientemente alta para

las alturas e inclinaciones proyectadas y los factores de seguridad obtenidos en los análisis de

estabilidad están en todos los casos por encima de los valores mínimos exigidos.

En los desmontes se excavarán materiales que casi en su totalidad serán válidos para su empleo

en la construcción de los rellenos de los propios caminos.

Rellenos

Las condiciones de cimentación de los rellenos de caminos son similares a las de la plataforma

ferroviaria, sobre materiales que constituyen cimientos de adecuadas características resistentes

para los rellenos que se proyectan y en ningún caso será necesario realizar saneos en el apoyo.

Los tramos en relleno se han proyectado con talud general 3(H):2(V) para limitar su ocupación.

Su altura en general es reducida, inferior a los dos metros, pero puntualmente se alcanzan los 13

m en la variante de camino 0.0 PS y los 9 m en la variante de camino 8.6.



Se ha realizado un análisis de estabilidad del cimiento del vial con la altura máxima de

13 m (variante de camino 0.0 PS). Las condiciones de cimentación reproducen la

columna del terreno en este relleno. Se ha supuesto que todo el relleno se apoya

sobre un nivel de 2 m de suelos de la formación CEDF y unos 6 m de jabre (SGR), bajo

los que aparece el sustrato granítico meteorizado (GR). Se ha supuesto el nivel de

agua a 3,0 m de profundidad. Los parámetros resistentes de los materiales empleados

en los cálculos son los indicados en el apartado de Análisis de estabilidad de rellenos

de la plataforma y que con los que se ha obtenido la aceleración sísmica se resumen

en:

PARÁMETROS DE CÁLCULO DE ESTABILIDAD


(kPa)

Ángulo de

fricción, ϕ'

(˚)

Espesor

(m)

Tipo de Terreno

(Norma

sismorresistente)

Aceleración

sísmica de

cálculo

(ac)

(m/s2)

Formación CEDF 10 28 2,0

Tipo III 0,067·g Jabre medianamente

denso a denso 25 35 2,0

Jabre muy denso 4,0 Tipo I 0,042·g

Sustrato meteorizado

GR 50 38

22,0

(espesor

supuesto

hasta los 30

m)

Tipo I 0,042·g

Valor de cálculo

ponderado 0,045·g


método de Bishop Simplificado. Para los cálculos de la estabilidad se ha utilizado el

programa de cálculo SLIDE desarrollado por ROCSCIENCE. Se ha supuesto una

sobrecarga en coronación del relleno igual a 10 kN/m2.

Al igual que en los rellenos de la plataforma ferroviaria, se ha considerado la acción

del sismo ponderando el tipo de material bajo el cimiento del relleno desde el punto de

vista de la norma sismorresistente. Con el valor indicado en la tabla anterior, la componente

horizontal de la aceleración que se introduce en el modelo de cálculo es igual a 0,50x0,045·g=

0,0225·g m/s2; y la componente horizontal es 0,25 x0,045·g= 0,0112·g m/s2.

El factor de seguridad mínimo obtenido con el programa de cálculo para la superficie de rotura

crítica es igual a 1,88, que disminuye ligeramente a 1,80 por la acción del sismo.

Del análisis realizado se presenta una figura con sus resultados en el Apéndice nº 5 de este

anejo.

Secciones tipo

La explanada de los caminos y viales se ha proyectado con al menos una capa de zahorra

artificial sobre suelo adecuado. En general los fondos de desmonte se excavarán en suelos con

calidad de adecuado por lo que únicamente será necesario aportar zahorra, excepto en los

siguientes tramos en los que aparecen suelos de inferior calidad y en los que se regularizará el

fondo con al menos 30 cm de suelo adecuado.

FONDOS DE DESMONTE CON SUELOS DE CALIDAD INFERIOR A ADECUADO

Caminos PK Inicial PK Final Longitud del

Tramo (m)

Camino de enlace 6.8 I 0+100 0+150 50

Camino de enlace 7.0 D

0+390 0+410 20

0+420 0+460 40

0+610 0+630 20

Camino de servicio 8.1 D 0+000 0+060 60

0+090 0+120 30

Variante de camino 9.0 0+120 0+155 35

En los terraplenes también se dispondrá un mínimo de 30 cm de suelo adecuado bajo la zahorra.

En las reposiciones de carreteras bajo la zahorra el suelo debe ser seleccionado y con un

espesor de 55 cm.



6.5.3. Zonas de relleno de sobrantes

El balance del movimiento de tierras del Proyecto es excedentario, por lo que se han

seleccionado seis zonas de relleno de sobrantes en parcelas dedicadas a prados y

matorrales con morfología alomada, cuya descripción detallada se encuentra en el

Anejo 10 Movimiento de Tierras.

La zona de relleno se construirá con pequeñas ondulaciones o montículos que ayuden

a integrar su superficie en el entorno, intentando mantener la morfología del terreno

original. La altura máxima de los rellenos será de entre 3 y 4,5 m y tendrán taludes de

pendiente suaves (aproximadamente 5H:1V).

6.6. AUSCULTACIÓN DE LA PLATAFORMA

Siguiendo las prescripciones de ADIF, en varios de los rellenos de mayor altura se va

a realizar la auscultación de la plataforma mediante georádar, para lo cual se van a

instalar placas de acero galvanizado en la superficie de apoyo de la capa de forma

(dos chapas en cada sección de control o calibración) y entre capa de forma y

subbalasto (otras tres chapas en las mismas secciones).

Las chapas se colocarán en el eje de cada vía y en el eje de la plataforma

distanciadas 10 m entre ellas en la dirección de PK creciente, por lo que en cada

sección se controlarán tres alineaciones paralelas de 20 m de longitud (15 chapas en

total). En la siguiente tabla se indican los puntos kilométricos de inicio de las

secciones a auscultar (PK inicial).

Sección (PK)

Altura máxima de relleno

(m) Observaciones

0+550 8,5 Relleno sobre suelos QFV saneados

1+940 10,0 Relleno sobre suelos CEDF saneados

6+940 15,0 Relleno sobre suelos QCE

7+720 12,0 Relleno sobre suelos QFV saneados

8+890 13,0 Relleno contiguo al siguiente, sin tratamiento 8+940 19,5 Cimiento y parte del cuerpo del relleno

tratado con Jet-Grouting

En los rellenos R-3 y R-4 con altura superior a 10 m no se ha previsto la auscultación al coincidir

la zona de mayor altura con los rellenos de los estribos de viaductos, construidos con materiales

de cuña de transición tratados con cemento.

6.6.1. Auscultación de la Vía

Una parte muy importante del tramo de Proyecto se desarrolla junto a la actual línea de ferrocarril

Zamora-Ourense, concretamente desde el PK aproximado 7+000 (proyectado al eje de la LAV), y

que ha de permanecer en servicio. Igualmente ocurre con la carretera Rairo-Bemposta, cuya

explanación se sitúa muy próxima a la futura vía desde aproximadamente el PK 8+350 hasta el

9+000.

La construcción de la nueva vía puede provocar movimientos en las plataformas de ambas

infraestructuras, siendo la ferroviaria la más sensible. En ésta tendrá especial importancia en las

secciones en relleno proyectadas como ampliación de los actuales terraplenes sobre los que se

apoyan, así como en las secciones de los túneles actuales de Aspera y Curuxeirán. Las

secciones en desmonte en general es apoyan en sustrato rocoso que sufrirá en mucha menor

medida los efectos de las excavaciones próximas para la ampliación de la plataforma.

En apartados anteriores se han estimado los movimientos provocados sobre los rellenos de

mayor altura de la vía de FC actual, habiendo sido necesaria la adopción de medidas especiales

en una de las zonas con objeto de reducirlos a valores admisibles.



Se ha previsto un plan de auscultación de la vía actual durante la obra en las

secciones consideradas más sensibles con objeto de confirmar que no se producen

movimientos excesivos. Las características generales de la auscultación de la vía son

las siguientes:

- Las características de la auscultación de la vía en los túneles actuales se

describen en el anejo de Túneles.

- El resto de tramos en los que se ha previsto auscultar la vía actual son los

siguientes:

Tramo Tipo de sección y actuación

PK Inicial PK Final

6+950 7+300 Relleno apoyado sobre terraplén actual

7+300 7+370 Excavaciones para viaducto y explanación de la futura carretera

Bemposta - N-525


7+900 7+980 Excavaciones al pie de la explanada actual por saneo


- Se medirán los movimientos de la vía de manera que se compruebe que los

parámetros geométricos de la misma (alineación, nivelación, peralte, alabeo,

ancho de vía, etc.) se mantienen dentro de los valores umbrales admisibles

para la línea.

- El control podrá ser con medios topográficos de precisión que definan los

parámetros geométricos de la vía actual.

- Se auscultarán secciones transversales cada 10 m de la vía en los tramos

indicados. En cada sección se dejarán marcas fijas en número necesario

para definir dichos parámetros geométricos.

- La distancia entre secciones de control se reducirá en función de la distancia de

referencia en la que se mida el alabeo (por ejemplo 5 m) en aquellos tramos en los que

se puedan estar registrando movimientos excesivos de este tipo.

- La frecuencia de lecturas será en principio la siguiente:

Sección Frecuencia Condiciones de aplicación

Excavaciones (tramos 2º y 4º de la tabla

anterior)

1 Lectura Diaria

- Desde el inicio de las excavaciones hasta una semana después de su finalización, o

- Hasta que la curva de movimientos se estabilice (ver Notas)

Mensual - Durante el resto de la duración de la obra

Rellenos (resto de tramos de la tabla

anterior)

2 Lecturas Semanales

- Desde el comienzo de la construcción del relleno hasta dos semanas después de su finalización

1 Lectura Semanal

- Durante los dos meses siguientes después de la finalización de la construcción del relleno, o

- Hasta que la curva de movimientos se estabilice (ver Notas)

Mensual - Durante el resto de la duración de la obra

Notas: - Se considerará que la curva de movimientos se ha estabilizado cuando la velocidad del asiento vertical es inferior a

1 mm entre lecturas consecutivas y que se registran aceleraciones negativas mantenidas durante al menos tres lecturas

- La aceleración se determina como la diferencia entre dos velocidades de asientos sucesivas dividida por el tiempo transcurrido entre las mismas. La aceleración es negativa cuando la velocidad es decreciente con el tiempo.

- El plan de auscultación definitivo deberá ser presentado por el Contratista para la

aprobación del director de Obra, quién podrá decidir su modificación o ampliación a

otras zonas del tramo.

Si durante los trabajos de explanación adyacentes a la vía actual se registrasen con la

auscultación desajustes no admisibles en sus parámetros geométricos que condicionen el tráfico

ferroviario, se interrumpirán las labores hasta que se realice el bateo del balasto que los corrija.

Si persisten los movimientos excesivos de la vía actual deberá revisarse el procedimiento de

ejecución y la frecuencia de auscultación.

Los movimientos de la plataforma de la carretera Rairo-Bemposta también se controlarán con

medios topográficos. Al inicio de los trabajos se tomarán las líneas blancas de la carretera entre

los PP.KK. 8+200 y 9+050 (PP.KK. de la LAV proyectados ortogonalmente). Durante el desarrollo

de los trabajos de explanación contiguos de la LAV, se volverá a realizar la nivelación de dichas

líneas una vez cada dos semanas, de forma que se puedan medir sus asientos.



Con independencia de lo anterior, se ha previsto la nivelación de toda la vía férrea

actual al finalizar el movimiento de tierras de la nueva vía. Igualmente se procederá a

medir los movimientos finales en la carretera y a proceder a la restitución de sus

características geométricas y estado del firme originales.

7. GEOTECNIA DE LA CIMENTACION DE ESTRUCTURAS

7.1. INTRODUCCIÓN

En este apartado se analizan de forma preliminar las condiciones de cimentación de

las estructuras que se proyectan en el tramo estudiado. Se han estudiado, de forma

particular para cada una de las estructuras, los aspectos relacionados con su

cimentación. Para ello, el estudio se ha basado en los datos proporcionados por las

diferentes campañas de investigación geotécnica efectuadas (Estudio Informativo,

Estudio Geológico-Geotécnico y Proyecto de Construcción).

El tramo de proyecto se caracteriza por la inclusión de varios viaductos, alguno de

ellos de grandes dimensiones para cruzar los cauces fluviales más importantes (río

Mesón de Calvos y Barbaña, regueiro de San Benito, etc.) al mismo tiempo que otras

infraestructuras viarias existentes; y otros con los se soluciona exclusivamente el cruce

de carreteras (N-525, OU-105, etc.). El viaducto más largo es el primero del tramo con

el que se cruza sobre el río Mesón de Calvos y varias carreteras, que tiene 408 m de

longitud y una luz máxima de 35 metros. La luz máxima del tramo, de 54 m de

longitud, se produce en el último viaducto que cruza sobre el Vial Rairo-Bemposta y el

arroyo Zaín.

El resto de estructuras singulares son seis obras de dimensiones menores que tienen la función

de dar paso a caminos que se reponen (dos pasos superiores y cuatro inferiores). Además en el

tramo se proyectan varias obras de drenaje transversal, en general de pequeñas dimensiones

(marcos de 2,0 x 2,0 m hasta 3,0 x 2,0 m), excepto una con 8 m de gálibo horizontal. Por último,

en el tramo se proyectan 7 muros.

De acuerdo con los perfiles geológico-geotécnicos y las correspondientes características tenso-

deformacionales de los diferentes materiales que intervienen en la cimentación de las obras,

determinadas en base a los ensayos de laboratorio o “in situ”, se ha establecido de forma

preliminar para cada estructura el tipo de cimentación, la profundidad de apoyo, las presiones

admisibles, etc.

Los registros de los sondeos y de los ensayos de campo o de laboratorio se incluyen en los

apéndices de este anejo, y las características geotécnicas de los materiales afectados utilizadas

en este apartado se han obtenido en un capítulo anterior de este documento dedicado a la

caracterización geotécnica de los materiales.

Como resumen se puede avanzar que en general las cimentaciones de las estructuras se

apoyarán sobre el sustrato rocoso granítico o sobre el manto de alteración del mismo (jabres).

Las adecuadas condiciones geotécnicas de estos materiales permitirán que la mayor parte de las

obras se pueda diseñar con cimentación directa mediante zapatas (o losa en el caso de

estructuras cerradas), a profundidades relativamente pequeñas, con presiones admisibles altas y

asientos muy pequeños. Sin embargo, para cimentar una parte importante de los apoyos del

viaducto del río Mesón de Calvos ha sido necesario recurrir a cimentación profunda mediante

pilotes debido a las heterogéneas condiciones del subsuelo que se han detectado. Igualmente,

pero por motivos constructivos, se ha previsto cimentación profunda de algún apoyo de varios

viaductos que se sitúan cerca de las otras infraestructuras presentes en el tramo y no ha sido

posible alcanzar una cota de apoyo sin afectar a las mismas.



En este capítulo también se presentan las recomendaciones generales en relación a

otros aspectos relacionados con las obras de fábrica tales como la agresividad del

medio al hormigón estructural, sismicidad, etc.

7.2. RELACIÓN DE ESTRUCTURAS

En el tramo se van a proyectar un total de 13 grandes estructuras que pueden

agruparse dentro de las siguientes tipologías:

- 6 Viaductos de entre 1 y 13 vanos, de 30 a 408 metros de longitud total,

proyectados en general con tablero continuo postesado (cajón, losa aligerada,

etc.) de hasta 54 m de luz.

- 2 Pasos superiores de camino sobre la línea LAV, de 1 y 3 vanos y 17 m de luz

máxima.

- 4 Pasos inferiores sobre las variantes de caminos y de una carretera; dos

proyectados como pórticos y otros dos como estructuras cerradas. Una de éstas

(PI-7.8, Camino de Santiago) se prevé como en mina bajo la actual plataforma

ferroviaria.

- 1 Obra de Drenaje transversal de grandes dimensiones (gálibo de 8m),

proyectada como un marco cerrado.

Se han proyectado además cinco obras de drenaje de pequeñas dimensiones tipo

marco (gálibo horizontal entre 2,5 y 3,0 metros), otras mediante tubos, de las cuales

una se ejecuta por el procedimiento de hinca (OD-7.75), y una más que se ejecutará

en mina (OD-8.96). Todos los marcos y tubos se han proyectado con elementos

prefabricados de hormigón.

Por otro lado, ha sido necesaria la disposición de muros con diferentes tipologías y funciones:

- 1 Muro de escollera de sostenimiento de la plataforma en relleno

- 3 Muros claveteados de contención de secciones en desmonte

- 3 Muros de hormigón armado en secciones de relleno y de pequeño desmonte

El dimensionamiento de los muros claveteados se ha desarrollado en los apartados dedicados a

los desmontes en los que se localizan.

Por último, también se han analizado las condiciones de cimentación de las bóvedas que

constituyen los túneles artificiales del túnel de Rante y de sus galerías de emergencia.

En la siguiente tabla se presenta la relación de las principales estructuras del proyecto, indicando

su tipología y función, así como la formación geológica que aparecerá en el cimiento y la tipología

de cimentación más probable. También se indica la investigación geotécnica existente.



TABLA RESUMEN DE ESTRUCTURAS

Nombre Función

Tipología Luces o Dimensiones

(m) Formación de apoyo Tipo de cimentación

Investigación Geotécnica

Estudios Anteriores Proyecto de Construcción

Sondeos Penetrómetros Calicatas

Viaductos

Viaducto sobre sobre el río Mesón de Calvos

Paso de LAV sobre el río Mesón de Calvos y las carreteras N-525 y OU-320

Tablero continuo sección Cajón

13 vanos: de 27 a 35 m de luz

(408 m total)

SGR, GR y ZH

Estribos y Pila P-1: Directa

Resto: Pilotes

S-701+720EI

SE-1+475 SV-1+500 SV-1+540 SV-1+580 SV-1+635 SV-1+665 SV-1+700 SV-1+750 SV-1+800 SV-1+860

PR-1+605 PV-1+830 PV-1+890

CV-1+890

Viaducto sobre el Regueiro de San Benito

Paso de LAV sobre el Regueiro de San Benito

Tablero continuo sección Losa Aligerada

4 vanos:

24-30-30-24 m (108 m total)

SGRODE y GRODE Directa --

SV-2+500 SV-2+520 SV-2+550 SR-2+600

PV-2+465 PR-2+525

PR-2+525Bis PV-2+580

CV-2+465 CV-2+580

Viaducto sobre Carretera N-525 y río Barbaña

Paso de LAV sobre el río Barbaña, la Carretera N-525 y ramales de enlace


9 vanos: 34,0 – 4x43,0 – 3x40,0 - 30,0 m

(356 m total)

SGR, GR y APL Directa

SV-706+515EG SV-706+625EG SV-706+690EG SV-706+790EG PV-706+600EG PV-706+670EG PV-706+740EG C-706+800EI

SV-6+300 SV-6+375 SV-6+640 SV-6+530

PV-6+530 --

Viaducto sobre Carretera Bemposta-N-525

Paso de LAV sobre Carretera N-525 Tablero sección Losa Aligerada

1 vano: 30,0 m

GR Directa

S-1 CL S-2 CL C-1 CL C-2 CL

SE-7+305 -- --

Viaducto sobre Carretera OU-105 Paso de LAV sobre Carretera OU-105

Tablero continuo sección Losa Aligerada

3 vanos:

16,0 - 22,0 - 16,0 m (54 m total)

SGRODE y GRODE Estribo E-1: Pilotes

Resto: Directa

P-707+400EI SE-708+115EG PV-708+070EG

SE-7+685 -- --

Viaducto sobre Vial Rairo-Bemposta Paso de LAV sobre el Vial Rairo-Bemposta y

sobre el arroyo Zaín


4 vanos: 35,0 - 45,0 - 54,0 - 40,0 m

(174 m total)

SGRODE y GRODE Estribo E-1: Pilotes

Resto: Directa

S-708+620EI S-708+820EI

SV-709+400EG PV-709+024EG PV-709+360EG PV-709+400EG

SV-8+920 SV-9+020 SV-9+060

PV-9+085 PV-9+130 PV-9+165

CV-9+060 CV-9+085

Pasos Superiores

PS-0.0 Variante de Camino Puente Tablero continuo

3 vanos: 13-17-13 m

SGR y GR Directa CR-700+020EG SE-0+010 PE-0+015 CE-0+015

PS-8.6 Reposición de Camino de Zaín sobre Vial

Rairo-Bemposta

Puente Tablero de Vigas Artesa

1 vano: 17,0 m SGRODE, ZG y GRODE Directa

PE-708+900EG CD-708+910EG

ST-8+520 -- --



Nombre Función






Pasos Inferiores

Obras de Drenaje de Grandes

Dimensiones

PI-0.7 Variante de Camino Pórtico

Gálibo Horizontal: 8,0 m SGR y GR Directa -- --

PE-0+740 PR-0+800

CE-0+740

PI-2.0 Paso de LAV sobre carreteras OU-0516 Pórtico

Gálibo Horizontal: 14,0 m CEDF y SGR Directa

P-702+020EI C-702+020EI

SE-2+090 -- --

PI-7.0 Paso inferior de camino Marco cerrado

Gálibo Horizontal: 8,0 m APL y GR Directa (Losa) SE-707+315EG -- PE-7+020 CE-7+020

PI-7.8 Reposición Camino de Santiago Marco abovedado (en mina)

Gálibo Horizontal: 4,0 m SGRODE y GRODE Excavación en Mina SE-708+115EG -- -- --

OD-0.59 Cruce sobre

arroyo Taboadela Marco cerrado

Gálibo Horizontal: 8,0 m QFV y SGR Directa (Losa)

SV-700+600EG C-700+600EI

-- PR-0+600 CR-0+600

Obras de drenaje transversal de

pequeñas dimensiones

OD-0.90 Cruce Vaguada Marco

2,00 x 2,00 m CEDF, QFV, SGR y GR Directa (Losa) -- SR-0+920 -- --

OD-2.19 Cruce Vaguada Marco

2,00 x 2,00 m SGR Directa (Losa) -- -- -- --

OD-7.75 Cruce arroyo Seixalbo Tubo diámetro 2,00 m R1, QFV, SGRODE y GRODE Tubo hincado PV-708+035EG

P-707+400EI C-707+400EI

SE-7+685 -- --

OD-8.10 Cruce de vaguada Marco

2,50 x 1,25 m QFV y SGRODE Directa (Losa)

CR-708+380EG PR-708+380EG

-- -- --

OD-8.32 Cruce del drenaje longitudinal bajo LAV Marco

2,50 x 1,25 m GRODE Directa (Losa) -- -- -- --

OD-0.1 CE-8.7 Cruce arroyo Zaín bajo camino Marco

3,00 x 2,00 m QFV Directa (Losa) -- SR-8+880

PR-8+880 PR-8+910

CR-8+910

OD-8.96 Cruce arroyo Zaín bajo LAV Marco abovedado (en mina)

Gálibo Horizontal: 3,0 m R1, QFV Excavación en Mina S-708+620EI SR-8+880

PR-8+880 PR-8+910

CR-8+910



Nombre Función






Muros

M-6.5D Sostenimiento desmonte Muro claveteado SGR - SD-706+995EG CD-706+910EG CD-706+920EG

SD-6+600 SD-6+640

PD-6+630 CD-6+620 CD-6+680

M-7.8D Instalación de pantallas acústicas Muro de hormigón SGRODE Directa

CR-708+220EG CR-708+270EG CR-708+380EG PE-708+270EG PR-708+380EG

-- PR-7+955

PR-7+955BIS --

M-8.3D Sostenimiento desmonte Muro claveteado R2, QFV, SGRODE y GRODE -

SE-708+680EG CD-708+820EG PE-708+640EG

PE-708+640EG (2) PE-708+750EG

PE-708+750EG (2)

ST-8+440 PD-8+405

PD-8+405 BIS --

M-8.5I Contención de tierras relleno Muro de hormigón SGRODE Directa -- -- -- --

M-8.6D Sostenimiento desmonte Muro claveteado R2, QFV, SGRODE y GRODE - SV-708+950EG CD-708+910EG PV-709+000EG

-- -- --

M-8.6I Contención de tierras relleno Muro de hormigón R1 Directa -- -- -- --

M-8.9D Contención de tierras relleno Muro de escollera R1 - -- -- -- --

Túneles Artificiales

Túnel de Rante Túneles Artificiales Bóveda Boca Sur; GRODE y ZBH

Boca Norte; GR

Directa -- ST-2+700 ST-6+025

-- CD-2+635 CD-2+640 CD-6+060

Salidas de Emergencia Números 1 y 3 Túneles Artificiales Bóveda GRODE Directa -- -- -- --

Salida de Emergencia Número 2 Túneles Artificiales Bóveda EP y SEP Directa -- -- -- --



7.3. CONDICIONES GENERALES DE LA CIMENTACIÓN DE ESTRUCTURAS

7.3.1. Descripción general de las condiciones del subsuelo

La casi totalidad de las estructuras se cimentarán sobre el sustrato rocoso de las

formaciones graníticas GR y GRODE o sobre su manto de alteración superficial

constituido por los suelos arenosos descritos como jabres, de las formaciones SGR y

SGRODE. En la parte central del emplazamiento del viaducto del río Mesón de Calvos

estos materiales están afectados por la Banda Tectonizada, habiéndose definido una

nueva unidad geológico-geotécnica ZH (“Harina de Falla”). Únicamente en el

emplazamiento de algún apoyo se han reconocido los depósitos de suelos

cuaternarios o terciarios (formaciones QCE, QFV y CEDF) o los diferentes rellenos

descritos en el tramo.

El apoyo directo sobre el sustrato rocoso sano o sobre los jabres ofrece unas

condiciones muy favorables de cimentación, que permitirán unas presiones altas en el

cálculo de las zapatas con niveles adecuados de seguridad y con asientos reducidos.

Por el contrario, las heterogéneas condiciones del subsuelo sobre el que se han de

cimentar los apoyos del Viaducto del Mesón de Calvos (roca sana de calidad, jabre de

espesores importantes y la formación ZH) ha motivado que se opte por pilotar casi

todas las pilas de esta estructura.

Los rellenos se retirarán del apoyo de las cimentaciones. En relación a los suelos

cuaternarios QFV, en las situaciones que ha sido posible se ha recomendado

profundizar la cota de apoyo hasta los niveles más competentes de jabre o roca

subyacente.

El análisis de las características de los suelos y rocas afectados por la cimentación de

las estructuras está ampliamente desarrollado en el apartado general de

Caracterización Geotécnica de los Materiales de este texto. La descripción particular de las

condiciones del subsuelo se realiza para cada caso en el apartado específico de cada una de las

estructuras.

7.3.2. Agresividad al hormigón

Tal como se indica en el apartado general dedicado al Nivel Freático de este Anejo, para

determinar la agresividad del medio al hormigón en los emplazamientos de las estructuras, se

realizaron en el EG análisis químicos sobre muestras de agua tomadas de los sondeos; con esta

muestras se realizaron los ensayos de agresividad del agua al hormigón de acuerdo con lo

especificado en la EHE.

En la mayor parte de las muestras ensayadas se obtuvo un índice de agresividad Débil Qa por

algún criterio (pH, Residuo Seco y CO2 disuelto) que no afecta de forma directa al acero

estructural y que tampoco implica la necesidad de empleo de cemento sulforresistente.

Se dispone de análisis químicos de muestras de jabres y granito meteorizado grado IV (contenido

en ion sulfato y acidez Baumann-Gully) para evaluar el grado de agresividad al hormigón de

acuerdo a la misma norma EHE. En todos los casos ha resultado una clasificación de no

agresividad al hormigón.

Como resumen, con carácter general se va a considerar un grado Débil Qa de agresividad del

agua al hormigón para todas las estructuras que se encuentren en contacto con el nivel freático.

7.3.3. Sismicidad

De acuerdo con la Norma de Construcción Sismorresistente Parte General y Edificación (NCSE-

02) y Puentes (NCSP-07), el tramo se sitúa dentro de una zona en la que la relación entre la

aceleración básica y la de la gravedad es igual a 0,04g, por lo que es necesario considerar la

acción sísmica en los cálculos de estructuras.



Para cada emplazamiento se ha calculado el coeficiente C del terreno particular que

interviene en el cálculo de la aceleración de cálculo y se indica en cada uno de los

apartados en los que se describe de forma separada cada estructura.

7.4. CRITERIOS PARA EL DISEÑO DE LAS CIMENTACIONES

7.4.1. Cimentación directa

7.4.1.1. Carga de rotura del cimiento

Las cimentaciones superficiales de las estructuras se realizan sobre suelos granulares

o rocas con distinto grado de meteorización, cuyo comportamiento en algún caso se

puede asimilar igualmente al de un suelo granular (granito de grado IV de

meteorización). Para determinar la carga de hundimiento de estas cimentaciones se

adoptará una envolvente de rotura tipo Mohr-Coulomb, definida a partir del valor de

cohesión y ángulo de rozamiento interno del terreno.

La metodología de cálculo utilizada ha sido la indicada en el apartado 4.5.5 de la

publicación “Guía de cimentaciones en obras de carretera. Ministerio de Fomento

(2003)”, basada en la fórmula de Brinch-Hansen, que permite estimar la carga de

hundimiento de una cimentación a partir de unos valores de resistencia del terreno

expresados en términos de cohesión (c’) y ángulo de fricción (ϕ’).

Con carácter general sobre los suelos granulares densos y muy densos,

ocasionalmente cementados, y sobre la roca meteorizada se han recomendado

presiones admisibles del orden de 0,40-0,50 MPa.

7.4.1.2. Coeficiente de rozamiento zapata-terreno

De acuerdo con la IGP-5.2 de ADIF “Bases de cálculo para las estructuras de ferrocarril” los

valores del coeficiente de rozamiento entre el cimiento de hormigón y el terreno para distintos

tipos de suelos y roca son los siguientes:

- Roca sana tg = 0,70

- Gravas y arenas tg = 0,60

- Suelos arcillosos tg = 0,30

- Suelos limosos tg = 0,40

De acuerdo con estos valores tipo, para cada estructura se asignará un valor concreto a este

parámetro en función de las condiciones específicas de cada emplazamiento. De esta manera,

con carácter general a los jabres, que son el tipo de suelo más frecuente se le asignará un valor

de tg = 0,60.

7.4.1.3. Coeficiente de balasto en obras con losa inferior

Las cargas que las obras tipo marco cerrado transmiten al terreno son menores que las del

terraplén en el que están inmersas, ya que la estructura constituye un “aligeramiento” del mismo.

El parámetro relevante, a los efectos de realizar el cálculo de la estructura, es el coeficiente de

balasto vertical, utilizado habitualmente en los modelos de cálculo estructurales con el fin de

obtener la distribución de presiones del terreno bajo la losa y determinar así esfuerzos y

armaduras.



El coeficiente de balasto se define como el cociente entre la presión ejercida por una

cimentación (p) y el asiento que provoca en el terreno (s). El procedimiento que se

empleará para obtener estos coeficientes se basa en adoptar un valor del módulo de

elasticidad, E, y del coeficiente de Poisson, , del terreno y utilizar una formulación

elástica de asientos, tal como la del asiento de una cimentación rectangular rígida que

aparece en la Guía de Cimentaciones en Obras de Carretera (Figura 4.11). La

expresión es la siguiente:

kV = p/s = (1,25 E) / [(1-2)·(B·L)0,5]

donde:

p = presión aplicada

s = asiento de la cimentación

B = ancho de la losa

L = longitud de la losa

E = módulo de elasticidad del terreno

= coeficiente de Poisson (tomado igual a 0,30)

7.4.1.4. Coeficiente de balasto en estructuras tipo bóveda

En el caso de que la estructura sea una bóveda también es preciso conocer el

coeficiente de balasto horizontal del terreno que se disponga en el trasdós, pues la

rigidez del mismo es fundamental para conocer los esfuerzos sobre la bóveda de

acuerdo a los modelos de diseño empleados en el Anejo de Estructuras. Este tipo de

estructuras abovedadas es el empleado para los túneles artificiales del tramo.

En una bóveda se estima que el empuje de la estructura contra el terreno se producirá

en un ancho B (zona de riñones) que es del orden de un 1/4 de la longitud del arco,

dependiendo de las condiciones de empotramiento en arranque de hastiales y clave, y

que tendrá una longitud que puede considerarse indefinida. El movimiento perpendicular al arco

se puede asimilar al que tendrá una cimentación flexible de anchura B y longitud indefinida, por

ejemplo L = 10·B. De acuerdo con estas hipótesis, y utilizando la expresión del asiento flexible de

una cimentación rectangular de la misma Guía de Cimentaciones (Figura 4.10), la expresión del

coeficiente de balasto resulta:

kH = p/s = E / (2 R (1-2))

donde:

p = presión aplicada

s = asiento de la cimentación

R = B argsh(L/B) + L argsh(B/L) (factor de forma)

E = módulo de elasticidad del terreno

= coeficiente de Poisson

Se considera que el relleno del trasdós de las bóvedas tiene un módulo de elasticidad igual a 60

MPa y un coeficiente de Poisson de 0,30.

7.4.1.5. Asientos

El análisis de asientos de las cimentaciones directas de las estructuras se realizará a partir de un

modelo elástico en base a los valores del módulo de elasticidad asignado para cada litología, que

se han obtenido en el apartado caracterización geotécnica de las formaciones.

Los cálculos se realizarán para las estructuras constituidas por tableros continuos hiperestáticos

de losa postesada, ya que en ellas los asientos diferenciales entre apoyos generan esfuerzos

adicionales en la misma. Concretamente los asientos que afectan al diseño de estas estructuras

son los debidos a las acciones posteriores a la ejecución de las coacciones hiperestáticas del

tablero, y que para cada apoyo pueden ser dependientes del proceso constructivo que se siga.



7.4.2. Cimentación profunda

7.4.2.1. Dimensionamiento de los pilotes

La mayor parte de las pilas del viaducto del río Mesón de Calvos se cimentará

mediante pilotes. También los estribos E-1 del viaducto de la Carretera OU-105 y del

viaducto sobre el Vial Rairo-Bemposta se cimentarán mediante pilotes. Se producen

dos tipos de situaciones en función del modo con el que el pilote adquiere la capacidad

portante exigida, que es función del tipo de terreno perforado:

- Pilotes perforados en suelos y roca meteorizada (Grado de Meteorización

IV). Estos pilotes adquieren su capacidad portante principalmente por la

fricción de su fuste en contacto con estos materiales, además de contar con

la contribución de la resistencia en punta.

- Pilotes empotrados en roca sana dura (Grado de Meteorización I-III). Estos

pilotes funcionan fundamentalmente por la resistencia de la roca en su punta

y por la fricción del fuste que queda empotrado en la misma. Se ha

establecido un empotramiento mínimo de 1,5 veces el diámetro del pilote.

Para el primer caso, la metodología de cálculo utilizada ha sido la indicada en el

apartado 5.10.2.5 de la misma “Guía de cimentaciones en obras de carretera”, que

permite estimar la carga de hundimiento de un pilote a partir de los valores de

resistencia del terreno del modelo Mohr-Coulomb (cohesión c’ y ángulo de fricción ϕ’).

Para el cálculo de la capacidad de los pilotes empotrados en roca frente a esfuerzos

verticales se ha seguido el procedimiento propuesto en el "Canadian Foundation

Engineering Manual" apartado 20.6 (3ª Edición). En esta situación, sólo se ha tenido

en cuenta la contribución de la resistencia por punta y la parte de fuste empotrada en

roca GM II-III.

En el caso que se plantea la cimentación mediante pilotes, los asientos serán mucho menores

que los estimados para la cimentación superficial y pueden considerarse prácticamente nulos.

7.5. CONDICIONES DE CIMENTACIÓN DE LAS OBRAS DE FÁBRICA

7.5.1. Viaducto sobre el río Mesón de Calvos

7.5.1.1. Descripción de la estructura

Con este viaducto la Línea de Alta Velocidad cruza sobre el cauce del río Mesón de Calvos, a la

vez que permite salvar el paso sobre las carreteras OU-320 y N-525 al inicio, y un camino

asfaltado al final.

Este viaducto se ha proyectado como una estructura continua de 408 metros de longitud entre

ejes de estribos, ubicado entre los PPKK 1+478 y 1+886 del eje de la LAV. La distribución de

luces del tablero es 28 + 35 + (5 x 31) + 35 + (4 x 32) + 27 metros. La sección transversal se

proyecta como un cajón de hormigón pretensado de canto constante de 2,30 metros, con

voladizos a ambos lados. La anchura de la plataforma es de 13,6 metros.

El tablero se construye vano a vano mediante cimbra autolanzable comenzando desde el estribo

2 y hasta alcanzar la pila 3. A partir de este punto se ejecuta en dos fases con cimbra porticadas

sobre las carreteras que han de permanecer en servicio. El punto fijo a efectos de esfuerzos

horizontales longitudinales se establece en el Estribo E-1.

7.5.1.2. Investigación geotécnica

Las condiciones del subsuelo en el emplazamiento de la estructura se han investigado mediante

la ejecución de las siguientes prospecciones geotécnicas de tipo mecánico:



- Sondeos: SE-1+475, SV-1+500, SV-1+540, SV-1+580, SV-1+605, SV-

1+635, SV-1+665, SV-1+700, SV-1+750, S-701+720EI, SV-1+800 y SV-

1+860.

- Penetraciones dinámicas: PR-1+605; PV-1+830 y PV-1+890.

- Calicata: CV-1+890.

7.5.1.3. Características del terreno

El viaducto se encuentra sobre un accidente tectónico de tipo graben, situado en el parte

central del valle donde se encuentra el río Mesón de Calvos. El graben tiene un ancho en

la dirección del eje de la LAV de unos 250m en la zona del viaducto y está delimitado por

fallas normales en las proximidades de las pilas P-2 y P-9 y presentan un salto de falla de

unos 25m. La extensión longitudinal del graben es desconocida, pero se extiende a todo

el ancho de la zona cartografiada.

La litología en el emplazamiento de la estructura se encuentra en el ámbito de la

formación ígnea correspondiente al Granito de Allariz (formación GR). Sobre este macizo

rocoso a lo largo de toda la estructura se ha desarrollado un manto de suelos de

alteración de espesor variable constituido por los jabres (SGR) correspondientes a la

formación granítica subyacente. En los bordes occidental y oriental del viaducto, sobre

estos jabres, se encuentra la formación CEDF de origen Terciario.

En la zona deprimida del graben, y en parte del plano de inundación situado en el margen

izquierdo del río Mesón de Calvos, se encuentra un recubrimiento de suelos cuaternarios

(QFV y QCE) asociado con el cauce del río. En el graben en si, por debajo de estos

depósitos cuaternarios se encuentra la existencia de un “harina de Falla” (Formación ZH)

con un espesor variable entre un máximo de unos 17m en la zona del labio de la falla en

las proximidades de la Pila P-2 que disminuye en espesor hasta un mínimo de unos 5 m

en la zona de la pila P-4 para, a continuación, mantener un espesor aproximadamente

constante de unos 10,0m. Subyacente a la formación ZH en la zona del graben, y por

debajo de los depósitos cuaternarios (QFV y QCE) en las zonas colindantes se encuentra el jabre

(SGR). El jabre está presente de manera discontinua en el lado oriental de la falla situado en la

pila P-3, habiendo sido sustituido, o excavado, en las obras asociadas con las carreteras

existentes; Variante OU-320 y N-525. En el graben el jabre presenta un espesor discontinuo de

15 m en el sondeo SV-1+750 en las proximidades de la pila P-8, y desaparece en el sondeo SV-

1+665 en las proximidades de la pila P-6.

El sustrato rocoso de la formación de los Granitos de Allariz (GR) presenta un grado de

meteorización y de resistencia variable a lo largo de la estructura. Al inicio de la estructura, en las

proximidades de los apoyos E-1 y P-1, el granito presenta un grado de meteorización II y un

índice RMRbásico medio de 56, con un grado de resistencia en esta zona de 2 a 4 (resistencia a

compresión simple entre 5,0 y 100 MPa) según la testificación de los sondeos y con ensayos de

resistencia que dan valores de 54 MPa (SE-1+475) y 50 MPa (SV-1+500). En la zona del graben

el substrato granítico muestra grados de meteorización y resistencia variables. Aunque

principalmente es de grado de meteorización II-III, puntualmente está recubierto por niveles de

peor calidad con GM IV en las zonas próximas a los labios de falla y en la zona central.

Los jabres (Formación SGR) son suelos arenosos con escaso contenido de finos y grava. Se han

descrito en general como muy densos con ocasionales niveles densos; excepto en alguna

muestra superficial, la hinca de los ensayos SPT y de los tomamuestras han dado rechazo en la

segunda o tercera tanda de golpes.

La formación de “harina de Falla” (Formación ZH) generalmente se encuentra como un arena gris

con algo a bastante arcilla e indicios a algo de grava, con una compacidad densa a muy densa.

Por la situación y profundidad de los apoyos y teniendo en cuenta el espesor reducido de sus

depósitos, los suelos cuaternarios (QFV y QCE) y terciarios (CEDF) no afectarán a la cimentación

de ningún apoyo del viaducto.



El nivel freático se ha interpretado a profundidades superficiales, desde los 6 m en las

proximidades de los estribos hasta interceptar el nivel de agua en el cauce del río

Mesón de Calvos en la parte central de la estructura.

7.5.1.4. Propuesta de cimentación

Las adecuadas características del terreno, substrato granítico, en el emplazamiento

del estribo E-1 y Pila P-1 del viaducto permiten proyectar la cimentación de forma

directa mediante zapatas. Estas zapatas se cimentarán sobre el Granito de Allariz (GR)

ligeramente meteorizado con grado GM II con una tensión admisible de 0,60 MPa.

En las pilas P-2 a P-12, se ha proyectado una cimentación mediante pilotes. Se ha

adoptado una solución pilotada en estos apoyos por las condiciones heterogéneas del

terreno y que por tratarse de una estructura hiperestática, los asientos diferenciales

entre apoyos generan esfuerzos adicionales a tener en cuenta en el cálculo de la

misma, y con una solución de cimentación directa los asientos inducidos no serían

asumibles por la estructura. En el caso de las pilas P-2 y P-8 a P-12 los pilotes se

empotran en suelos y funcionan tanto por fuste en toda su longitud como por punta,

mientras en el caso de las pilas P-3 a P-7, debido a la proximidad del substrato

granítico sano (GM II) se ha adoptado una solución de empotrar los pilotes en la roca.

Los pilotes a emplear son de 1,5m de diámetro y se dimensionarán para un tope

estructural de 4,5 MPa.

En el caso de la cimentación del estribo E-2 debido a que la mayoría de las cargas que

aplica sobre el terreno son inducidas por el peso propio del estribo y por el rellenado

del trasdós, se puede emplear una solución mediante cimentación directa sobre los

jabres (SGR) con una presión máxima de cimentación del orden de 350 kPa.

Para el estudio de socavación del río Calvos se ha analizado la distribución

granulométrica de los niveles de ZH y SGR en el emplazamiento del viaducto, para

establecer el tamaño medio del grano (D50) de estos niveles. Se ha adoptado un valor único de

D50 para ambos litologías igual a 0,5 mm. Con este valor el estudio hidráulico del río Mesón de

Clavos indica que no se producirá erosión general en el cauce atravesado que pudiese afectar a

las cimentaciones. No obstante, la socavación local, contemplando un ancho de fuste de las pilas

de 1,5 m es de hasta 4,0 m en torno a las pilas P-5 a P-9. Por lo tanto se ha proyectado una

protección de escollera con un ancho de 1,0 m en el fondo de las excavaciones de las

cimentaciones de estas pilas.

A continuación se resumen las recomendaciones geotécnicas para el diseño de los apoyos del

viaducto:

- Presión cobaricéntrica máxima admisible en el Granitos de Allariz (GR) sano (GMII)

igual a 0,60 MPa en el estribo E-1 y pila P-1.

- Pilotes de 1,5m de diámetro funcionando a un tope estructural de 4,5 MPa en las pilas

P-2 a P-12.

- Presión cobaricéntrica máxima admisible en jabre SGR igual a 0,35 MPa en el estribo E-

2.

- En el siguiente cuadro se indican las cotas de cimentación recomendadas para las

zapatas

COTAS DE CIMENTACIÓN

Apoyo Cota

E-1 325,75

P-1 324,75

E-2 323,50

- Para la comprobación al deslizamiento de las cimentaciones directas en el estribo E-1 y

la pila P-1 se considerará un coeficiente de rozamiento entre el hormigón de la zapata y

la roca igual a 0,70 (tg = 0,70). En el caso del estribo E-2 cimentado sobre Jabre se

debe de considerar 0,60 (tg = 0,60).



- Los coeficientes C de sismicidad del terreno para la determinación de la

aceleración sísmica de cálculo en el emplazamiento de los apoyos del

viaducto varían entre 1,0 y 1,4.

- Se recomienda que se considere el grado de agresividad Qa al cimiento de

todos los apoyos del viaducto. No implica la necesidad de empleo de

cemento sulforresistente.

7.5.2. Viaducto sobre el Regueiro de San Benito

7.5.2.1. Características de la estructura

El cruce de la Línea de Alta Velocidad sobre el regueiro de San Benito se realiza

mediante este viaducto de 108 metros de longitud total, distribuida en cuatro vanos de

luces 24 + 30 + 30 + 24 metros. El tablero es continuo de losa pretensada aligerada de

dos metros de canto constante y anchura de 13,60 metros.

El puente se construye con cimbra al suelo en dos fases longitudinales. La cimbra se

prevé porticada al objeto de minimizar la afección al acceso al emplazamiento. La

altura máxima de pila es de unos 15,5 metros. Los estribos son de tipo cerrado, con

los muros en vuelta para controlar los derrames de tierras. El tablero se vincula en el

estribo E-1 como punto fijo frente a esfuerzos longitudinales.


Las condiciones del subsuelo en el emplazamiento de la estructura se han investigado

mediante la ejecución de las siguientes prospecciones geotécnicas de tipo mecánico,

toda realizada para la campaña de investigación complementaria del Proyecto de

Construcción:

- Sondeos: SV-2+500, SV-2+520, SV-2+550 y SR-2+600

- Penetraciones dinámicas: PV-2+465, PR-2+525, PR-2+525Bis y PV-2+580

- Calicatas: CV-2+465 y CV-2+580

En la cartografía geológico-geotécnica a escala 1:1.000 (impresa a escala 1:2.000 en tamaño A3)

se observan los indicios de una posible inestabilidad de la ladera donde se localiza el estribo E-2.


Con este viaducto se cruza sobre la vaguada encajada que ha formado el regueiro de San

Benito. Esta es la única estructura que se localiza en el ámbito del sustrato rocoso de la unidad

de Granitos de Orense (GRODE), que se ha observado aflorando en superficie en la ladera oeste

de la vaguada, aunque generalmente está recubierta por sus suelos de alteración SGRODE y otros

suelos cuaternarios (formaciones QFV y QCE).

El eje central del valle está relleno por depósitos de fondo de vaguada (formación QFV) de 1 a 2 m

de espesor máximo y naturaleza arenosa floja a medianamente densa y con indicios a algo de

arcilla y contenido variable de grava. En las laderas del valle aparecen recubrimientos

discontinuos de suelos cuaternarios de la formación QCE. En la ladera oeste estos suelos tienen

mayor extensión y espesor (hasta 6 m) que en la ladera opuesta (del orden de 1 m de espesor

máximo). En la ladera oeste se ha interpretado además la posible existencia de un deslizamiento

que afecta a estos suelos. Se ha interpretado que la superficie de rotura se ha producido a través

del contacto con los jabres subyacentes (máximo de los 6 m mencionados). Los suelos coluvio-

eluviales están constituidos por arena marrón claro con contenido variable de arcilla,

medianamente densa a muy densa excepto el nivel asociado a la inestabilidad donde disminuye

a floja. Este nivel más débil se ha detectado por el golpeo más bajo registrado en el penetrómetro

PV-2+580 en torno a los 4 m de profundidad, así como en el ensayo SPT del sondeo SR-2+600

entre 5 – 6 m de profundidad.



Bajo los suelos cuaternarios o directamente en superficie aparece el jabre de granito

de Ourense (formación SGRODE) con espesores muy importantes, de manera que en los

tres sondeos centrales de hasta 20 m de longitud, no se ha reconocido el contacto con

el sustrato rocoso. El jabre está constituido por arena marrón a veces anaranjado con

escaso contenido de limo o arcilla y algunos fragmentos de granito más sano y una

compacidad medianamente densa en los niveles superiores, que pasa a muy densa. A

mayor profundidad hay una banda de transición en la que llega a describirse con

resistencia grado 0 – 1 al comenzar a litificarse progresivamente el material. El

sustrato rocoso granítico se ha registrado en el sondeo SR-2+600 a 9 m de

profundidad con grado de meteorización III-IV y 0-1 de resistencia.

El nivel freático se ha detectado a una cota mínima de 317 – 318, prácticamente en

superficie en la zona del fondo de valle, hasta aumentar a una profundidad de 6 – 7

metros en las laderas.


Las adecuadas características del terreno en el emplazamiento del viaducto han

permitido proyectar la cimentación de todos sus apoyos de forma directa mediante

zapatas. Todas las zapatas se cimentarán sobre jabre denso y muy denso.

Únicamente se ha recomendado profundizar un poco la cota de cimentación del

Estribo E-2 con objeto de evitar el terreno afectado por los problemas de inestabilidad

detectados.

Además el estudio hidráulico del regueiro indica que no se producirán erosiones en el

cauce atravesado que pudiesen afectar a las cimentaciones.

En estas condiciones, se ha optado por considerar un valor de la presión máxima de

cimentación (cobaricéntrica) para el dimensionamiento de las zapatas entre 0,40 y

0,45 MPa.

La estructura es hiperestática, por lo que los asientos diferenciales entre apoyos generan

esfuerzos adicionales a tener en cuenta en el cálculo de la misma.

A continuación se resumen las recomendaciones geotécnicas para el diseño de las zapatas del

viaducto:

- Cotas de cimentación. En el siguiente cuadro se indican las cotas de cimentación

recomendadas. Se requiere que el plano de apoyo de la cimentación quede situada por

debajo de dicha cota, con objeto de evitar los niveles superficiales de suelos

cuaternarios, o como en el caso del estribo E-2, los suelos afectados por el

deslizamiento observado.

COTAS DE

CIMENTACIÓN

Apoyo Cota

E-1 324,5

P-1 320,5

P-2 317,2

P-3 317,5

E-2 320,0

- Las condiciones del cimiento en el estribo E-1 son más favorables que las del E-2, por

lo que se recomienda que sea el primero en el que se establezca el punto fijo del

tablero a efectos de los esfuerzos longitudinales.

- Presión cobaricéntrica máxima admisible en torno a 0,40 MPa.

- Para la comprobación de la seguridad al deslizamiento se considerará un coeficiente de

rozamiento entre el hormigón de la zapata y el terreno igual a 0,60 (jabre denso a muy

denso; tg = 0,60).



- El coeficiente C del terreno para la determinación de la aceleración sísmica

de cálculo es igual a 1,25, considerando para el terreno una clasificación

intermedia entre Tipo I y Tipo II.

- Las zapatas de los tres últimos apoyos del viaducto (P-2, P-2 y E-2) se

sitúan en la zona de influencia del nivel de agua, que resultaba con carácter

general agresiva al hormigón con grado Débil Qa. Se ha considerado

adecuado recomendar este nivel de agresividad del medio para todos los

apoyos del viaducto. La consideración de dicho grado de agresividad Qa no

implica la necesidad de empleo de cemento sulforresistente.

7.5.3. Viaducto sobre Carretera N-525 y río Barbaña

7.5.3.1. Descripción de la estructura

Con esta estructura se realiza el cruce de la Línea de Alta Velocidad sobre la carretera

N-525 y el río Barbaña. Se proyecta mediante un viaducto continuo de 356 metros de

longitud, entre los Pk 6+173,1 y 6+529,1, distribuida en 9 vanos de luces 34 + 4 x 43 +

3 x 40 + 30 m. La sección transversal se constituye con un cajón de hormigón

pretensado de canto constante igual a 2,85 metros y anchura de la plataforma es de

13,6 metros. Todas las pilas son de sección cajón constante de 2,8 m x 5,0 m y altura

máxima de 41,9 m.

El tablero se construye vano a vano mediante cimbra autolanzable comenzando desde

el estribo E-1, que es además el punto fijo frente a acciones longitudinales.



mediante la ejecución de las siguientes prospecciones geotécnicas de tipo mecánico:

- Sondeos: SV-6+300, SV-6+375, SV-6+640, SV-6+530;

SV-706+515EG, SV-706+625EG, SV-706+690EG, SV-706+790EG

- Penetraciones dinámicas: PV-6+530; PV-706+600EG, PV-706+670EG, PV-706+740EG

- Calicata: C-706+800EI

En los desmontes de la actual carretera N-525 se han levantado los taludes T-14 a T-18 del

Inventario de Taludes que se presenta en el apéndice 1 de este anejo, y han permitido la

observación directa de los materiales sobre los que se cimentará la obra.


El viaducto se emplaza en el ámbito de la formación ígnea correspondiente al Granito de Allariz

(formación GR) en la que se han reconocido diques aplíticos (formación APL) en la segunda mitad del

valle. Sobre el macizo rocoso se ha desarrollado un manto de alteración constituido por los jabres

correspondientes a las formaciones graníticas originales; SGR y SAPL. La parte central del valle está

ocupada por los suelos cuaternarios de fondo de la vaguada (formación QFV) y coluvio-eluviales

(QCE), ambos con un desarrollo escaso. También son destacables las importantes acumulaciones de

rellenos vertidos R2 adyacentes a la carretera N-525 que discurre en relleno R1 en este

emplazamiento.

El sustrato rocoso de la formación de los Granitos de Allariz se observa en los desmontes que la

explanación de la carretera N-525 ha generado en la primera ladera, en torno a la pila P-2 del

viaducto. En esta zona se ha realizado el levantamiento de los taludes T-14 a T-18 del Inventario

de Taludes. En el punto de cruce con el eje de trazado el talud de desmonte tiene unos 16 m de

altura y 50˚ de inclinación. También se han observado pequeños afloramientos en torno al estribo

E-1, en algún caso en forma de bloques movidos. Por su parte, de la formación de aplitas APL

existen puntos de observación directa en la zona de embocadura del túnel de Aspera de la actual

línea férrea. La formación GR se presenta superficialmente con un grado de meteorización IV y

resistencia 0 a 1 (según la escala ISRM resistencia a compresión simple entre 0,25 y 5 MPa) y a

partir de los 5 a 10 m de espesor cambia a grado de meteorización II-II, aumentando la



resistencia hasta grado 2 (5 a 25 MPa). Los niveles de aplitas se presentan más

comúnmente como grado III de meteorización y resistencia grado 1-2. A lo largo del

eje del viaducto las aplitas se han reconocido en dos zonas; una en torno a la pila P-5

en el centro de la vaguada y la otra entre los dos últimos apoyos del viaducto (pila P-8

y estribo E-2).

En general las formaciones GR y APL son rocas masivas poco fracturadas, aunque la

perforación en los sondeos en los niveles con grado de meteorización IV le dan un

aspecto semejante el del jabre. El contacto entre ambas formaciones en la zona de la

pila P-5 se ha interpretado que se produce mediante una falla que sigue la alineación

de la parte baja del valle. Se ha interpretado que la falla cruza el eje del viaducto cerca

del PK 6+380. En la investigación mecánica más cercana al viaducto hecha en esta

zona (SV-6+375, SV-706+690EG y PV-706+670EG) no se han reconocido indicios de

materiales tectonizados.

Excepto en las zonas donde se han excavado para la construcción de la carretera, los

jabres SGR y SAPL constituyen un manto casi continuo sobre el sustrato rocoso descrito.

Este manto también se interrumpe en el centro del cauce donde los suelos

cuaternarios más recientes los han sustituido. Se pueden observar directamente en la

parte alta de los mismos desmontes ya comentados de la carretera, así como en otros

cortes del terreno más pequeños hechos para caminos. Se han reconocido en todas

las prospecciones geotécnicas llevadas a cabo en el emplazamiento del viaducto.

Los jabres son suelos arenosos con escaso contenido de finos y grava. Se han

descrito en general como muy densos con ocasionales niveles densos; excepto alguna

muestra superficial, la hinca de los ensayos SPT y de los tomamuestras han dado

rechazo en la segunda o tercera tanda de golpes. El espesor reconocido de los jabres

ha sido muy variable, con un espesor mínimo en torno a los 2 m en los primeros 100 m

del viaducto en la primera ladera que se cruza y algo más, hasta 3 m, en la última

parte entre la pila P-8 y el estribo E-2. Sin embargo, en las zonas medias de las

laderas se ha interpretado que el espesor puede superar los 14 m, ya que en los sondeos SV-

6+300 y SV-6+460, de 13,3 y 11,1 m de longitud respectivamente, no se alcanzó a reconocer el

sustrato rocoso menos meteorizado.

Los suelos cuaternarios más importantes corresponden a los suelos de fondo de vaguada

asociados a la dinámica fluvial del río Barbaña, cuyo eje se cruza en torno al PK 6+355. En la

cartografía geológico-geotécnica se ha interpretado que el depósito de suelos QFV se extiende

entre los PPKK 6+350-6+390. Se han reconocido en el sondeo S-6+375 hasta los 2,8 m de

profundidad y en la penetración dinámica PV-706+670 hasta una profundidad similar. Es una

arena de color oscuro con bastante limo, muy floja a floja, con golpeos de 1-1 en las dos tandas

intermedias de un ensayo SPT en el sondeo (golpeos registrados sin corrección) y frecuentes

golpeos de 2 en el penetrómetro (también sin corregir) hasta los 2 m de profundidad.

A ambos lados del depósito de suelos aluviales aparecen suelos coluvio-eluviales (formación

QCE), aunque en la primera ladera no se pueden apreciar de forma directa debido a que están

ocultos bajo los rellenos. En esta primera zona los suelos QCE se han reconocido en el sondeo

SV-6+335 bajo 3,7 m de espesor de estos rellenos. Son igualmente suelos arenosos, descritos

con un contenido bajo de arcilla (algo) y medianamente densos. Su espesor apenas supera el

metro en ninguna de las zonas donde se han reconocido.

Por la situación de las pilas y el espesor de sus depósitos, los suelos cuaternarios QFV y QCE no

afectarán a la cimentación de ningún apoyo del viaducto.

La mayor acumulación de rellenos vertidos R2 de todo el tramo se localiza entre los PPKK 6+300

y 6+350, afectando a la cimentación de las pilas P-3 y P-4 del viaducto. Se encuentran adosados

a la explanación, también en relleno (R1), de la carretera N-525, formando una plataforma

horizontal en torno a la cota 222 y descendiendo hacia la orilla izquierda del río Barbaña (cota

aproximada 213). Se cree que en gran medida están formados por los materiales procedentes de

las excavaciones próximas, mezclados con restos de obras y escombros. Han sido reconocidos

en los sondeos SV-6+335 y SV-706+625EG y en el penetrómetro PV-706+600EG. Será



necesaria su retirada, no sólo para la ejecución de las cimentaciones de las pilas, sino

también para la construcción de los desvíos provisionales que son necesarios durante

la obra.

El nivel freático se ha interpretado a profundidades muy variables, desde los 10 m en

la primera ladera hasta menos de 2 m en la zona más cercana al río Barbaña (a 1,8 m

en el sondeo SV-6+375).


Las adecuadas características del terreno en el emplazamiento del viaducto permiten

proyectar la cimentación de todos sus apoyos de forma directa mediante zapatas.

Todas las zapatas se cimentarán sobre jabre muy denso o sobre granito de Allariz

meteorizado grado IV (formaciones SGR y GR), aun reconociendo que la separación

entre ambos materiales no es clara. Únicamente la pila P-8 se cimentará sobre el

sustrato rocoso sano formado por las aplitas APL (meteorización grado III-IV).

El estudio hidráulico del río Barbaña indica que no se producirán socavaciones en el

cauce atravesado que pudiesen afectar a las cimentaciones.

En algún caso se ha recomendado profundizar un poco la cota de cimentación con

objeto de asegurar que en toda la superficie de apoyo se encuentre el jabre muy

denso o el granito GM-IV, evitando los jabres menos densos y lo depósitos de otros

suelos cuaternarios.

En estas condiciones, se ha optado por considerar un único valor de la presión

máxima de cimentación (cobaricéntrica) para el dimensionamiento de todas las

zapatas, igual a 0,50 MPa. Esto implicará que en el apoyo sobre el sustrato aplítico

más sano no se aproveche más la capacidad portante del terreno.

La estructura es hiperestática, por lo que los asientos diferenciales entre apoyos generan

esfuerzos adicionales a tener en cuenta en el cálculo de la misma.

A continuación se resumen las recomendaciones geotécnicas para el diseño de las zapatas del

viaducto:

- Presión cobaricéntrica máxima admisible igual a 0,50 MPa.


recomendadas y la litología sobre la que se apoyará la zapata. Cuando se ha indicado

cota ‘mínima’ se refiere a que las adecuadas características del terreno no condicionan

la profundidad de la cimentación y que será la compatible con otros condicionantes no

geotécnicos. En cualquier caso se entiende que la cota de apoyo se profundizará al

menos 1 m respecto a la superficie del terreno en el punto más bajo.


Apoyo Cota Litología en Apoyo

E-1 253,0 GR GM-IV

P-1 243,0 GR GM-IV

P-2 220,0 GR GM-IV

P-3 219,5 SGR Muy Denso




P-7 Mínima SGR Muy Denso

P-8 Mínima APL GM-III

E-2 242,0 SGR Muy Denso

- Para la comprobación al deslizamiento en los estribos se considerará un coeficiente de

rozamiento entre el hormigón de la zapata y el terreno igual a 0,60 (tg = 0,60), al

considerarlo como una arena muy densa o roca meteorizada como un material arenoso

equivalente.



- El coeficiente C de sismicidad del terreno para la determinación de la

aceleración sísmica de cálculo en el emplazamiento de todos los apoyos del

viaducto es igual a 1,00. Se ha considerado que es terreno Tipo I, constituido

por suelo granular muy denso o roca poco fracturada.

- Con la interpretación realizada de las medidas del nivel de agua en los

sondeos, la base de las zapatas de las pilas P-2 a P-7 se situarían en la

zona de influencia del nivel piezométrico. El agua subterránea se ha

caracterizado con carácter general como agresiva al hormigón con grado

Débil Qa para todo el tramo, siendo los parámetros de Residuo Seco, CO2

disuelto y el pH los que motivan tal clasificación. Se ha recomendado que la

consideración del grado de agresividad Qa señalado se extienda al cimiento

de todos los apoyos del viaducto. No implica la necesidad de empleo de

cemento sulforresistente.

7.5.4. Viaducto sobre la Carretera Bemposta-N-525


El cruce de la Línea de Alta Velocidad sobre el nuevo vial de conexión Bemposta - N-

525 se realiza mediante un viaducto de vano único de 30 metros de longitud, ubicado

entre los PPKK 7+313,2 y 7+343,2. El cruce se realiza con un esviaje en planta de

31,81g.

El tablero está constituido por una losa aligerada pretensada de canto constante de

2,5 m y 20,6 metros de anchura, ya que acoge tanto la plataforma ferroviaria como el

camino de enlace 7.0D. En el estribo E-2 se materializa el punto fijo del tablero frente a

acciones longitudinales.

Se da la circunstancia de que en la actualidad no está aún construido el vial inferior que en un

futuro deberá salvar el viaducto. La solución planteada permite resolver la construcción del

viaducto tanto en el caso de que éste se construya antes que el vial inferior como en el caso

contrario. En la primera situación, el viaducto podrá construirse sin problemas sobre el terreno,

mientras que en el segundo se requerirá el empleo de cimbra porticada para salvar el vial inferior.




- Sondeos: SE-7+305, S-1 CL y S-2 CL

- Calicatas: C-1 CL y C-2 CL

Se cuenta con la información recogida en la cartografía geológico-geotécnica a escala 1:1.000

(impresa a escala 1:2.000 en tamaño A3) en la que se ha observado el relleno de la plataforma

del ferrocarril existente y la zona donde comienza el desmonte en trinchera en el que se ha

levantado el talud T-21 del Inventario de Taludes, donde se ha podido observar el sustrato rocoso

y el manto de alteración que lo cubre y cuya ficha se presenta en el apéndice 1 de este anejo.


El sustrato rocoso en el que se cimentará la estructura pertenece al Granito de Allariz de la

formación GR con un recubrimiento del manto de alteración de jabre, SGR, de espesor variable. En

superficie en parte del emplazamiento aparecen rellenos RE.

En la profundidad reconocida en el sondeo de SE-7+305 (13,05 m) el Granito de Allariz se

encuentra meteorizado a grado IV, con color pardo amarillento a marrón y una resistencia grado

0 (resistencia a compresión simple entre 0,25-1,0 MPa). El granito sano con meteorización grado



II-III se ha reconocido en la trinchera del ferrocarril y se ha interpretado que se

encuentra por debajo de la cota de cimentación del viaducto.

El jabre de la formación SGR forma un recubrimiento sobre el granito con un espesor

entre 2,0 y 2,5 m que desaparece según la progresiva, como se ha observado en el

talud inventariado. Estos suelos se excavarán en su totalidad para la cimentación y

están constituidos por arena limosa marrón anaranjado con compacidad densa a muy

densa o incluso resistencia grado 0 cuando se ha interpretado como granito con

meteorización grado V.

Los rellenos RE se han interpretado como un suelo removilizado del propio jabre en

una finca con cierta actividad antrópica y un espesor estimado de medio metro.

El nivel de agua se ha interpretado a 1,5 m de profundidad en la zona del estribo E-1 y

aumenta a unos 2,5 m en el E-2.


Debido a que la explanación de la carretera discurre en desmonte de altura mayor que

el espesor reconocido de jabre, se ha asegurado que a la cota prevista de apoyo de

los estribos aparecerá roca con grado IV de meteorización. Los estribos se podrán

cimentar de forma independiente mediante zapatas apoyadas en dicho sustrato de la

formación GR con las siguientes condiciones:

- Cota de cimentación. Con el encaje actual de estructura la puntera de las

zapatas quedan alejadas (a más de 4 m) del talud de la futura carretera, que

se supone que será el 2(H):3(V) y una diferencia de altura de menos de 2,5

m entre la cota de apoyo (219,5) y la de explanación de la carretera. Esta

situación se considera adecuada geotécnicamente.

- Presión cobaricéntrica máxima admisible igual a 0,40 MPa.

- Para la comprobación de la seguridad al deslizamiento se considerará un coeficiente de

rozamiento entre el hormigón de la zapata y el terreno igual a 0,60 (roca meteorizada

equivalente a un material granular muy denso; tg = 0,60).

- El coeficiente C del terreno para la determinación de la aceleración sísmica de cálculo

es igual a 1,00 (terreno Tipo I).

- Las zapatas de los estribos se sitúan en la zona de influencia del nivel piezométrico. El

agua analizada resultaba, con carácter general, agresiva al hormigón con grado Débil

Qa, siendo los parámetros de Residuo Seco, CO2 disuelto y el pH los que motivan tal

clasificación. La consideración de dicho grado de agresividad Qa no implica la

necesidad de empleo de cemento sulforresistente.

Este viaducto es isostático, por lo que los asientos del terreno bajo las cargas de la estructura no

generarán esfuerzos adicionales. En cualquier caso, estos asientos serán muy pequeños y se

producirán de forma muy rápida.

7.5.5. Viaducto sobre la Carretera OU-105


Este viaducto permite el paso de la Línea de Alta Velocidad sobre la carretera OU-105. Se

proyecta con un tablero continuo de 54 metros de longitud total, distribuida en tres vanos de luces

16 + 22 + 16 metros. El tablero es una losa pretensada aligerada de canto variable entre 1,1 y

1,80 m. Su anchura es de 13,6 metros. Las pilas se proyectan con una sección maciza de ancho

variable y altura máxima de 6,4 metros.



El tablero se vincula longitudinalmente al estribo E-2 para proporcionar el punto fijo. El

viaducto se construye con cimbra al suelo porticada sobre la carretera, y se pretensa

en una única fase.

Bajo uno de los vanos laterales se materializa el cruce bajo el ferrocarril del Camino de

Santiago, mediante un paso inferior que atraviesa la plataforma del ferrocarril existente

(PI-7.8).




- Sondeos: SE-7+685 y SE-708+115EG

- Penetraciones dinámicas: PV-708+070EG y P-707+400EI

Se cuenta con la información recogida en la cartografía geológico-geotécnica a escala

1:1.000 (impresa a escala 1:2.000 en tamaño A3) en la que se han podido delimitar los

rellenos de la estructura existente, así como los afloramientos dispersos del macizo

rocoso en el borde izquierdo del ferrocarril.


En los rellenos de acceso a los estribos del nuevo viaducto, la plataforma de la LAV se

apoya por su borde izquierdo sobre el relleno del ferrocarril existente (rellenos R1), que

según la investigación se cimenta sobre el manto de alteración de jabre de la

formación SGRODE con un espesor muy variable sobre el sustrato rocoso del Granito de

Ourense, formación GRODE. Junto al ferrocarril también se han reconocido varios

rellenos vertidos R2.

Los rellenos R1 de la plataforma existente tienen un mayor desarrollo en el estribo E-1, donde

alcanzan los 2,5 m en el eje de la estructura y que afectarán a la cimentación mediante pilotes de

este apoyo. En el resto de cimentaciones estos materiales se excavarán para apoyar las zapatas

sobre terreno natural. Los rellenos R2 vertidos que se han reconocido contiguos al ferrocarril en

todo el emplazamiento de la estructura tienen un espesor entre 1,0 y 2,0 m y se sanearán en el

cimiento del relleno de acceso al estribo E-1, mientras que se excavarán completamente cuando

se construyan las cimentaciones del resto de apoyos.

En todo el emplazamiento bajo los rellenos anteriores o aflorando en superficie aparece el manto

de alteración del sustrato en forma de jabre de la formación SGRODE. El espesor es muy variable

entre inferior al metro en el estribo E-1 y unos 3,5 m a la altura de la pila P-2. El jabre está

constituido por arena marrón anaranjado con indicios de limo y compacidad muy densa.

Bajo estos materiales el sustrato rocoso del Granito de Ourense, GRODE, tiene un grado de

meteorización variable entre grado IV y grado II. El sustrato más alterado se ha reconocido en la

zona del estribo E-1 con un espesor entre 1,5-2,0 m y resistencia grado 1 (resistencia a

compresión simple 1-5 MPa). En el resto de apoyos el granito aparece sano y aumenta la

resistencia a grado 2-3 (5-50 MPa). Se dispone de 3 ensayos de resistencia a compresión simple

de testigos de roca perforados en los sondeos del emplazamiento; los resultados han sido de 15,

19 y 34 MPa.

En el sondeo SE-7+685 se ha perforado a 8,0 m de profundidad un dique de episienita de grano

grueso y color marrón rosado con resistencia grado 2 (5-25 MPa), con un espesor de 1,3 m y que

se acuña según la progresiva hasta desaparecer a la altura del PK 7+800.

El nivel de agua se ha interpretado entre las cotas 209-210, próximo al contacto entre el sustrato

y el jabre, a una profundidad entre 3-5 m en la zona posterior a la carretera y a un mínimo de

unos 1,5 m en la zona del estribo E-1 (sondeo SV-7+685).




Las características del terreno natural en el emplazamiento de este viaducto

permitirían cimentar todos sus apoyos de forma directa mediante zapatas apoyadas

sobre jabre muy denso a profundidades reducidas una vez eliminados los rellenos

vertidos R2 presentes en la zona. No obstante, en el caso del estribo E-1, que es el

que más se acerca a la plataforma ferroviaria actual, las excavaciones necesarias para

alcanzar el terreno natural conllevarían afecciones importantes a la vía. Esto ha

motivado que este apoyo se cimente sobre un cargadero que se sitúa en la parte alta

del relleno y que se cimenta sobre pilotes empotrados en roca.

La estructura es hiperestática, por lo que los asientos diferenciales entre apoyos

generan esfuerzos adicionales a tener en cuenta en el cálculo de la misma.

A continuación se resumen las recomendaciones geotécnicas para el diseño de la

cimentación de la estructura, describiendo de forma separada las que afectan a las

cimentaciones superficiales, a las profundas y las que son comunes para el conjunto

de la estructura.

- El estribo E-1 se cimentará mediante pilotes, mientras que el resto de

apoyos lo hará de forma directa mediante zapatas.

- Se adoptará el mismo valor del coeficiente C del terreno para la

determinación de la aceleración sísmica de cálculo para todos los apoyos del

viaducto e igual a 1,00 (terreno Tipo I, suelo muy denso o roca).

- Con la interpretación realizada con las medidas del nivel freático en los

sondeos, ninguna zapata estará en contacto con el agua subterránea,

aunque sí muy próximas (entre 0,5 y 2 m bajo las cotas de apoyo previstas).

Solamente la parte inferior de los pilotes del estribo E-1 sí estarán

claramente en contacto con el agua. No obstante, se ha estimado recomendable que

se considere en el diseño de la cimentación de todos los apoyos el grado de

agresividad Qa indicado de forma general para todo el tramo. No implica la necesidad

de empleo de cemento sulforresistente.

- Las pilas y el estribo E-2 se cimentarán mediante zapatas. La presión cobaricéntrica

máxima admisible para el dimensionamiento de las zapatas será igual a 0,50 MPa.


recomendadas, a las cuales ya aparece jabre constituido por arena muy densa.


Apoyo Cota

P-1 209,5

P-2 210,0

E-2 212,0

- Para la comprobación de la seguridad frente al deslizamiento del estribo E-2 se

considerará un coeficiente de rozamiento entre el hormigón de la zapata y el jabre igual

a 0,60 (tg = 0,60).

- El estribo E-1 constituido por un cargadero en la coronación del relleno se cimentará

mediante pilotes.

- Los pilotes se empotrarán en roca granítica sana (formación GRODE), con grado de

meteorización II-III. La cota a la que aparece la roca sana se ha estimado que es la

206,5.

- Los pilotes se podrán diseñar para un tope estructural de-5,0 MPa. No obstante, la

relativa pequeña carga transmitida a la cimentación en este estribo quizás no permita

aprovechar toda la capacidad de un pilote con dicho tope estructural y se podrá reducir.



- Por el procedimiento constructivo indicado y por las características del

terreno en el emplazamiento, contando con su tratamiento de mejora, la

cimentación mediante pilotes del estribo E-1 no es susceptible de sufrir

esfuerzos parásitos asociados a fenómenos de rozamiento negativo ni de

esfuerzos horizontales por empujes de tierras asimétricos.

7.5.6. Viaducto sobre el Vial Rairo-Bemposta


El cruce de la Línea de Alta Velocidad sobre el vial Rairo-Bemposta se realiza

mediante un viaducto continuo de 174 metros de longitud, entre los PPKK 8+983,1 y

9+157,1. Con él también se cruza sobre cauce del arroyo Zaín. El tablero tiene cuatro

vanos de luces 35,0 - 45,0 - 54,0 - 40,0 metros. Su sección es un cajón de hormigón

pretensado de canto variable entre 2,85 y 4,25 metros y anchura de la plataforma de

13,6 metros.

El viaducto discurre a poca altura del suelo; la pila P-1 es la más alta, con una altura

de 16,2 m, mientras que las otras dos tienen una altura de aproximadamente la mitad.

Las pilas son de sección constante sólo aligerada en la pila P-1. El estribo E-2 es el

punto fijo necesario frente a acciones longitudinales.

Durante la construcción, el vial Rairo-Bemposta que cruza bajo el viaducto por el vano

3 se desvía provisionalmente por el vano 2. En una primera fase se ejecutan los vanos

4, 3 y un voladizo en el vano 2 mediante cimbra cuajada. En segunda fase se ejecuta

el resto del vano 2 y el vano 1 mediante cimbra porticada, para permitir la circulación

por el desvío provisional del vial.




- Sondeos: SV-8+920, SV-9+020, SV-9+060, SV-709+400EG, S-708+620EI y SV-

708+820EI

- Calicatas: CV-9+060 y CV-9+085

- Penetraciones dinámicas: PV-9+085 (en el mismo punto que la calicata), PV-9+130,

PV-9+165, PV-9+165BIS, PV-709+240EG, PV-709+360EG y PV-709+360EG2

Con la cartografía geológico-geotécnica a escala 1:1.000 se han observado los rellenos de la

estructura existente y el desmonte abierto en la nueva carretera de Rairo-Bemposta en el que se

ha podido observar el manto de alteración de jabre y donde se ha levantado el talud T-28 del

Inventario de Taludes.


En la zona en la que está emplazado el viaducto, el sustrato rocoso corresponde al Granito de

Ourense de la formación GRODE, con un espesor del recubrimiento de suelos muy desigual, no

llegando a aflorar en superficie. En todo el emplazamiento el sustrato se encuentra cubierto por

un manto de alteración de jabre (formación SGRODE) y en el entorno del estribo E-1 aparecen

además depósitos de fondo de vaguada QFV, junto con los rellenos R1 de las plataformas del

ferrocarril actual y la carretera. También en esta zona se han cartografiado varios rellenos

vertidos R2.

Entre el relleno de acceso al estribo E-1 y la pila P-1 la plataforma discurre entre los rellenos R1

de la carretera y el ferrocarril con un espesor máximo en el eje de unos 5,0 m que desaparecen

hacia el PK 9+000. Estos rellenos se han podido clasificar como arena de color marrón y gris con

algo de grava e indicios de limo muy densa. Entre las dos plataformas y hasta el PK 9+030 existe



un camino en el que se han reconocido rellenos sin compactar R2 constituidos por

arena marrón con matriz limo-arcillosa y compacidad entre floja y medianamente

densa. En la pila P-2 hay otro depósito de rellenos R2 con espesor inferior al metro

que se retirará con la propia excavación de la cimentación.

Los depósitos de la formación QFV, que únicamente aparecen en la zona del estribo E-

1, forman parte de los suelos que rellenan la vaguada del arroyo Zain de dirección

transversal a la traza. Están constituidos por arena marrón y ocasionalmente marrón

oscuro con contenido variable de grava y limo, floja a medianamente densa. El

espesor máximo reconocido es de hasta 6,0 m a la altura del PK 8+970.

Entre los suelos anteriores (o rellenos) y el sustrato rocoso está el manto de alteración

a jabre, SGRODE, con espesor entre 2 y 4 m. El jabre está formado por arena marrón y

marrón blanquecino con pocos finos y contenido variable de grava muy densa,

habiéndose obtenido rechazo en casi todos los ensayos SPT realizados.

En el sustrato rocoso del Granito de Ourense, GRODE, se han diferenciado dos niveles

según el grado de meteorización. El nivel superior tiene un espesor entre nulo en el

estribo E-1 y unos 17 m en la pila P-3, con una meteorización grado IV y resistencia

grado 0 (0,25-1,0 MPa). Bajo este nivel o directamente bajo el jabre en el caso de la

zona del estribo E-1, el granito está menos meteorizado, grado II-III, y aumenta la

resistencia a grado 1-2 (1-25 MPa).

El nivel de agua se ha reconocido en el cruce de la vaguada muy próximo al contacto

entre los suelos cuaternarios y los rellenos de la plataforma de la carretera, mientras

que en el resto del viaducto el nivel de agua se ha interpretado en el granito

meteorizado, a unos 5,0-7,0 m de profundidad.


En la zona del estribo E-1 es donde se concentran las condiciones de cimentación menos

favorables del viaducto. Además de la presencia de un depósito de suelos flojos de fondo de

vaguada de cierto espesor, la situación del estribo entre los rellenos de las dos infraestructuras

actuales (FFCC y carretera) imposibilita la cimentación directa sobre el sustrato granítico (como

roca sana o meteorizado en jabre), ya que las excavaciones necesarias comprometerían la

estabilidad de las plataformas existentes. Esta situación ha obligado asimismo a la ejecución de

un procedimiento de mejora del terreno en el cimiento del relleno previo al propio estribo. Por lo

tanto se ha adoptado una tipología de cimentación semejante a la proyectada para el estribo E-1

del viaducto sobre la carretera OU-105; el estribo estará constituido por un cargadero pilotado

situado en la parte alta del relleno de acceso. Los pilotes se empotrarán en roca sana de la

formación GRODE.

Las adecuadas características del terreno en el resto del emplazamiento permiten proyectar la

cimentación de los demás apoyos de forma directa mediante zapatas. En general se cimentarán

sobre granito meteorizado grado IV, excepto en el caso de la pila P-1 en cuyo emplazamiento

todavía existirá, bajo la cota de apoyo prevista, un espesor de menos de 2 m de jabre muy

denso. Como en otras situaciones semejantes del proyecto, se ha optado por considerar un único

valor de la presión máxima de cimentación (cobaricéntrica) para el dimensionamiento de todas

las zapatas, igual a 0,50 MPa.

El viaducto es hiperestático, por lo que se han de tener en cuenta los asientos diferenciales entre

apoyos que generan esfuerzos adicionales en la misma.

En los siguientes apartados se resumen las recomendaciones geotécnicas para el diseño de la

cimentación de la estructura.



- Todos los apoyos se cimentarán de forma directa mediante zapatas, excepto

el estribo E-1 que se proyecta como un cargadero pilotado.

- La presión cobaricéntrica máxima admisible para el dimensionamiento de las

zapatas de las pilas y el estribo E-2 será igual a 0,50 MPa.

- Cotas de cimentación. En el siguiente cuadro se indican las cotas de

cimentación recomendadas y la litología sobre la que se apoyará la zapata.

Cuando se ha indicado que la cota de cimentación será la ‘mínima’, se ha

querido indicar que el terreno por sus adecuadas características no

condiciona la cota de apoyo. No obstante, se considera que la cota de apoyo

siempre se profundizará al menos 1,5 m respecto a la superficie del terreno

actual en su punto más bajo.


Apoyo Cota Litología en Apoyo

P-1 186,0 SGRODE Muy Denso

P-2 192,5 GRODE GM-IV

P-3 Mínima GRODE GM-IV

E-2 Mínima GRODE GM-IV

- La seguridad frente al deslizamiento del estribo E-2 se podrá calcular

considerando un coeficiente de rozamiento entre la zapata y el terreno igual

a 0,60 (tg = 0,60).

- El cargadero que forma el estribo E-1 se cimentará mediante pilotes que se

empotrarán en roca granítica sana (formación GRODE), con grado de

meteorización II-III, que se ha interpretado que aparece a la cota 175,0. Los

pilotes se podrán diseñar para un tope estructural de hasta 5,0 MPa, aunque

como en el caso del viaducto de la carretera OU-105 podría no ser necesaria

una capacidad tan grande debido al nivel de esfuerzos transmitidos por este

tipo de estribos.

- Por el procedimiento constructivo indicado y por las características del terreno en el

emplazamiento, contando con su tratamiento de mejora, la cimentación mediante

pilotes del estribo E-1 no es susceptible de sufrir esfuerzos parásitos asociados a

fenómenos de rozamiento negativo ni por esfuerzos horizontales de empujes de tierras

asimétricos.

- Para todos los apoyos del viaducto se adoptará un único valor del coeficiente C del

terreno para el cálculo de la aceleración sísmica, igual a 1,00 (terreno Tipo I, suelo muy

denso o roca).

- La situación del nivel freático, interpretada con las medidas realizadas en los sondeos,

indica que ninguna zapata estaría en contacto directo con el agua subterránea, aunque

sí se situaría muy cerca, entre 1 y 3 m bajo las cotas de apoyo previstas; solamente la

parte inferior de los pilotes del estribo E-1 están claramente en contacto con el agua.

Asumiendo que aunque tampoco se descarta que el nivel de agua pueda subir

temporalmente en algún punto se ha estimado conveniente recomendar que se

considere en el diseño de la cimentación de todos los apoyos el grado de agresividad

Qa que se está aplicando de forma general en el tramo. No implica la necesidad de

empleo de cemento sulforresistente.

7.5.7. Paso Superior PS-0.0


El paso superior PS-0.0 permite salvar el cruce sobre el ferrocarril de la reposición del camino

actualmente existente. Se sitúa en la zona inicial del tramo, y el cruce se realiza ortogonal a la

traza del ferrocarril. La estructura se ha proyectado como un paso superior de tres vanos y 43

metros de longitud total, distribuida en luces de 13 + 17 + 13 metros.



El tablero se proyecta como una losa armada continua de 8,2 m de anchura. Los

estribos tienen una altura relativamente importante, de unos 12 metros, debido a que

la plataforma ferroviaria inferior discurre en terraplén. Su tipología es cerrada con los

muros laterales en vuelta.




- Sondeo: SE-0+010

- Penetración dinámica: PE-0+015

- Calicatas: CE-0+015 y CD-700+020EG


El emplazamiento de la estructura se sitúa en una llanura ocupada por jabres del

Granito de Allariz, formación SGRODE, que aparecen con un recubrimiento de suelos

terciarios de la unidad CEDF en la mitad de la estructura (pila P-2 y estribo E-2). Estos

suelos están constituidos por arena floja marrón y gris con bastante arcilla y su

espesor máximo se ha estimado que es del orden de 1m. En el sondeo SE-0+010, que

ha quedado algo desplazado del emplazamiento de la estructura, se ha reconocido un

espesor de 0,8 m.

El manto de alteración de jabre es una arena marrón con algo a bastante limo y

compacidad medianamente densa en superficie para pasar a ser muy densa en

profundidad; en el sondeo mencionado se ha observado como medianamente densa

hasta los 4,5 m de profundidad.

Bajo el jabre aparece el granito GR con grado de meteorización III-IV y resistencia 0-1 (resistencia

a compresión entre 0,25 y 5 MPa).

El nivel de agua se ha detectado a 1,6 m de profundidad en el sondeo.


Los apoyos de esta estructura se podrán cimentar de forma independiente mediante zapatas

apoyadas en el jabre de la formación SGRODE con las siguientes condiciones:

- Profundidad de cimentación mayor de 1,0 m respecto a la superficie del terreno actual,

con objeto de evitar el apoyo sobre los niveles flojos de los suelos CEDF o del jabre.

- Presión cobaricéntrica máxima admisible de 0,30 MPa.

- Para la comprobación al deslizamiento se considerará un coeficiente de rozamiento

entre el hormigón de la zapata y el terreno igual a 0,60.

- El coeficiente C del terreno para el cálculo de la aceleración sísmica se tomará igual a

1,10 (intermedio entre terreno Tipo I y II).

- Se considerará ataque Débil Qa al hormigón de las cimentaciones de esta obra. No

será necesaria la utilización de hormigones sulforresistentes.

- La estructura es hiperestática, por lo que en su cálculo se tendrán en cuenta los

asientos diferenciales.

7.5.8. Paso Superior PS-8.6


El cruce del camino de Zaín sobre el vial Rairo-Bemposta se ha proyectado mediante un paso

superior de un único vano de 17 metros de luz. El tablero está constituido por una doble viga

artesa pretensada prefabricada y losa de compresión in situ de 0,25 m de espesor. La anchura

del tablero es de 8,2 metros.



Los estribos tienen una altura máxima aproximada de 8,0 m y se proyectan como

muros frontales.




- Sondeo: ST-8+520

- Calicata: CD-708+910EG

- Penetraciones dinámicas: PE-708+900EG

En la cartografía geológico-geotécnica a escala 1:1.000 (impresa a escala 1:2.000 en

tamaño A3) se han delimitado los contactos de los suelos de alteración tipo jabre con

el sustrato rocoso del Granito de Ourense en varios taludes existentes, entre los que

destaca el desmonte de la carretera sobre la que cruza el paso superior y en el que se

ha levantado el talud T-26 del Inventario de Taludes.


El emplazamiento de la estructura se sitúa en un cerro donde aflora el Granito de

Ourense, formación GRODE, en el que se ha excavado el desmonte de la carretera

Rairo-Bemposta y sobre cuyo trazado se ha proyectado el paso.

En los taludes de la carretera y en la cartografía se han reconocido numerosas fallas

de dirección norte-sur, oblicuas a la estructura. La influencia en el macizo rocoso de

una de estas fallas se ha comprobado en el sondeo, perforado en su totalidad en jabre

de la formación SGRODE, lo que se ha interpretado como una banda de alteración

subvertical asociada a la banda tectonizada. Esta banda se sitúa próxima el estribo E-

1.

El manto de alteración de jabre también aparece recubriendo el granito en todo el emplazamiento

como arena marrón con algo a bastante arcilla y compacidad muy densa. Los estribos del paso

se ha interpretado que se apoyarán directamente en estos suelos o en el contacto con el granito

con meteorización grado IV y resistencia grado 0 a 1 (0,25-5 MPa).

El nivel de agua se ha interpretado a unos 9 m de profundidad de la rasante de la carretera, por

lo que no afectará a las excavaciones de las cimentaciones.


Los estribos se podrán cimentar de forma independiente mediante zapatas apoyadas en el jabre

de la formación SGRODE con las siguientes condiciones:

- Profundidad de cimentación mínima, es decir que el terreno por sus adecuadas

características no condiciona la cota de apoyo, pero puede estar determinada por otros

condicionantes (trazado, drenaje, etc.). No obstante, se considera que la cota de apoyo

siempre se profundizará al menos 1,0 m respecto a la superficie del terreno actual.



entre el hormigón de la zapata y el terreno igual a 0,60.

- El coeficiente C del terreno para el cálculo de la aceleración sísmica se tomará igual a

1,00 (terreno Tipo I, suelo muy denso).

- No se considerará ataque al hormigón de las cimentaciones de esta obra, ya que el

nivel de agua se encuentra a mucha profundidad respecto a la cota de cimentación.



Esta estructura es isostática, por lo que los asientos del terreno bajo las cargas de las

cimentaciones no generarán esfuerzos adicionales. En cualquier caso, estos asientos

serán muy pequeños y se producirán de forma muy rápida.

7.5.9. Paso Inferior PI-0.7


Se trata de un paso inferior de la variante del camino 0.7 bajo la Línea de Alta

Velocidad a la altura del PK 0+755. El cruce se produce de forma ortogonal a la traza y

la variante de camino se desarrolla en desmonte de unos 3 m de altura. La cobertera

máxima de tierras bajo balasto es del orden de 1 metro.

Se ha proyectado como un pórtico abierto de hormigón armado con un gálibo

horizontal de 8,0 m y una longitud de 14,7 m.

Para evitar el derrame de las tierras sobre el camino, el paso inferior se ha rematado

con cuatro aletas, concebidas como muros en ménsula de altura variable.




- Penetraciones dinámicas: PE-0+740 y PR-0+800

- Calicata: CE-0+740


El sustrato en el emplazamiento de la estructura corresponde al Granito de Allariz (formación GR)

sobre el que se ha desarrollado un manto de alteración de suelos tipo jabre de la formación SGR.

El jabre está formado por arena marrón claro y gris con una matriz limosa y con indicios de grava.

Son suelos medianamente densos a densos, alcanzando a ser muy densos en el contacto con el

sustrato rocoso. Se ha estimado un espesor de jabre de unos 5 m. En el penetrómetro PE-0740

se ha producido rechazo a 5,3 m.

El sustrato de granito de la formación GR se ha descrito con grado de meteorización III-IV y

resistencia grado 0-1 (0,25-5 MPa de resistencia a compresión simple).

En la misma penetración dinámica se detectó el nivel de agua a 4,2 m de profundidad.


La cimentación de la estructura PI-0.7 se sitúa por debajo del nivel de explanación del camino de

la variante, a más de 3 m de profundidad respecto a la superficie actual del terreno. A esas cota,

el apoyo de la obra se realizará sobre el jabre denso a muy denso, por lo que se puede diseñar

cimentación mediante zapatas aisladas. A continuación se enumeran las recomendaciones

geotécnicas para el diseño de la obra:

- La profundidad de cimentación será la mínima respecto a la explanación del camino

inferior, es decir que el terreno por sus adecuadas características a esas cotas no

condiciona este aspecto, pero puede estar determinada por otros condicionantes

(trazado, drenaje, etc.).

- Para el dimensionamiento de las zapatas la presión cobaricéntrica máxima admisible

es igual a 0,40 MPa.



- Para la comprobación al deslizamiento se considerará un coeficiente de

rozamiento entre el hormigón de la zapata y el terreno igual a 0,60 (tg =

0,60), que es el de aplicación para arenas densas a muy densas.

- El coeficiente C del terreno para la determinación de la aceleración sísmica

de cálculo es igual a 1,00 (terreno Tipo I).

- Se considerará un índice de agresividad Débil al hormigón (Qa). No será

necesaria la utilización de hormigones sulforresistentes.



Este paso inferior permite el cruce de la carretera OU-0516 bajo la traza de la LAV en

torno al PK 2+021. Ha resultado una estructura con un fuerte esviaje provocado por la

necesidad de mantener las condiciones de trazado actuales de la carretera. La

tipología del paso es de pórtico abierto de hormigón armado de 14 m de luz libre entre

caras internas de hastiales.




- Sondeo: SE-2+090

- Penetración dinámica: P-702+020EI

- Calicata: C-702+020EI

El sondeo se realizó como parte de la campaña de investigación complementaria del Proyecto de

Construcción en una localización de la estructura prevista inicialmente, pero que ha quedado algo

alejada de la ubicación final de la obra.


El sustrato rocoso de la unidad de granitos de Allariz (GR) y su manto de alteración (SGR) se

encuentran cubiertos por depósitos Terciario – Cuaternarios (formación CEDF) de hasta 2 m de

espesor máximo formados por arena marrón claro con algo de arcilla, floja hasta el primer metro

de profundidad y densa posteriormente.

Bajo estos materiales aparece el jabre de granito de Allariz (formación SGR), constituido por arena

marrón y marrón anaranjado con algo de arcilla, densa a muy densa. En el sondeo SE-2+090 se

ha registrado el jabre hasta los 10 m de profundidad; y en torno a esa misma cota ha resultado el

rechazo en la penetración dinámica P-702-020EI. Subyacente, se describe el granito de la

formación GR con grado de meteorización III-IV y de resistencia 0-1.

El nivel freático se ha detectado a 5,5 m de profundidad en el sondeo y a 3,8 m en el

penetrómetro.


Igual que en el caso del paso anterior PI-0.7, para la estructura PI-2.0 tampoco existen

condicionantes geotécnicos que requieran proyectar esta estructura como un marco cerrado. Por

lo tanto se puede proyectar como un pórtico, con zapatas independientes para cada hastial

apoyadas en los suelos CEDF densos o en el jabre. A continuación se indican las

recomendaciones geotécnicas para el diseño de la cimentación de esta estructura.



- Cota de cimentación a una profundidad mínima de 2,0 m. Por otros

condicionantes no geotécnicos ya se ha recomendado que la cara superior

de las zapatas se sitúe a más de 1 m de profundidad.


- Coeficiente del terreno C para la determinación de la aceleración sísmica de

cálculo, C = 1,10 (intermedio entre terreno Tipo I y II).


rozamiento entre el hormigón de la zapata y el terreno igual a 0,50.

- Se considerará un Nivel Débil Qa de agresividad al hormigón. No será

necesaria la utilización de hormigones sulforresistentes.



Se trata de un paso inferior de la variante de camino 7.0 bajo la Línea de Alta

Velocidad a la altura del PK 7+023,3. La obra da continuidad al paso inferior existente

actualmente bajo la plataforma del ferrocarril.

La cobertera máxima de tierras es de 7,75 m. La tipología es de marco de hormigón

armado. Las dimensiones interiores son 8,0 metros de ancho y 7,3 metros de alto y su

longitud es de 32,60 m.




- Sondeo: SE-707+315EG

- Calicata: CE-7+020

- Penetraciones dinámicas: PE-7+020 (realizada en el mismo punto que la calicata)


El sustrato en el emplazamiento de la estructura corresponde al Granito de Allariz (formación GR)

con un dique de aplita (formación APL) reconocido en el sondeo. Sobre ambos materiales rocosos

se ha desarrollado un manto de alteración de suelos tipo jabre de las formaciones SGR y SAPL. En

la salida del paso existente se ha testificado un vertido de tierras R2 y también bajo la plataforma

del ferrocarril se ha interpretado que hay suelos cuaternarios coluvio-eluviales de la formación

QCE.

El sustrato de granito y aplita se ha perforado en el sondeo, apareciendo el dique sobre el granito

con una morfología subhorizontal, interpretada de acuerdo a afloramientos cartografiados en el

entorno del ferrocarril, que desaparece hacia el borde derecho y tiene un espesor máximo de

unos 3,0 m bajo la plataforma actual. El dique de aplita tiene una resistencia grado 1 (resistencia

a compresión simple entre 1 y 5 MPa) y grado III de meteorización. El Granito de Allariz tiene

mayor grado de meteorización, grado IV, y presenta intercalaciones en profundidad de niveles

alterados de jabre con resistencia grado 0 (0,25-1 MPa) y con grado 1 (1-5 MPa) cuando aparece

roca.



El manto de alteración de jabre sobre el sustrato en todo el emplazamiento es muy

continuo con unos 2-3 m de espesor. Tanto el jabre procedente de la alteración a la

aplita como del granito está constituido por suelos arenosos de color marrón claro con

una matriz limosa y compacidad densa a muy densa, con rechazo del penetrómetro y

de los ensayos SPT en estos materiales.

Los suelos cuaternarios de la formación QCE se han interpretado únicamente bajo la

plataforma actual, por lo que no afectarán a la cimentación del paso inferior. Estos

suelos están constituidos por arena marrón claro con indicios de grava, compacidad

medianamente densa y un espesor máximo de 1,5 m.

Los rellenos vertidos R2 se han cartografiado como un abanico en la salida del paso

inferior existente que alcanza casi hasta el eje de la plataforma LAV. En el sondeo se

han reconocido como arena y grava floja con un espesor de un metro.

El nivel freático se ha detectado en la investigación mecánica a unos 2 m de

profundidad en los jabres.


La estructura PI-7.0 es la única de las obras de paso de grandes dimensiones que se

proyecta como un marco cerrado. En el dimensionamiento de su cimentación

intervendrá el coeficiente de balasto vertical del terreno. A continuación se enumeran

las recomendaciones geotécnicas para el diseño de la obra:

- La profundidad de cimentación será la mínima, es decir que el terreno por

sus adecuadas características no condiciona la cota de apoyo, pero puede

estar determinada por otros condicionantes (trazado, drenaje, etc.). No

obstante, se considera que la cota de apoyo siempre se profundizará al

menos 1,0 m respecto a la superficie del terreno actual, especialmente en la

cimentación de la aleta más grande donde existen unos rellenos vertidos con un

espesor estimado de 1,0 m.

- Para la cimentación de las aletas la presión cobaricéntrica máxima admisible puede ser

del orden de 0,40 MPa.


entre el hormigón de la zapata y el terreno igual a 0,60 (tg = 0,60), que es el de

aplicación para arenas muy densas o roca meteorizada asimilable al mismo tipo de

terreno.

- El coeficiente C del terreno para la determinación de la aceleración sísmica de cálculo

en el emplazamiento concreto de la estructura PI-7.0 es igual a 1,00 (terreno Tipo I).

- Se considerará un índice de agresividad al hormigón Qa. No será necesaria la

utilización de hormigones sulforresistentes.



Con este paso inferior se restablece el paso del Camino de Santiago bajo la plataforma

ferroviaria existente, a la altura del PK 7+814,85 de la Línea de Alta Velocidad. Tiene la

singularidad del procedimiento constructivo, ya que se realizará una excavación en mina al abrigo

de un paraguas de micropilotes que se ejecuta desde el lado derecho. El Camino de Santiago

acomete al paso inferior bajo el último vano (el de mayor PK) del viaducto sobre la carretera OU-

105, ya descrito, proporcionando la máxima integración y permeabilidad transversal.



El paso inferior se ha proyectado con una sección abovedada para un gálibo horizontal

de 4 m y una altura interior máxima también de 4 m; su longitud es de 15,54 metros

bajo el ferrocarril existente.



mediante la perforación del sondeo SE-708+115EG.

Se cuenta con la información recogida en la cartografía geológico-geotécnica a escala

1:1.000 (impresa a escala 1:2.000 en tamaño A3) en la que se han podido delimitar los

rellenos de la estructura existente, así como los afloramientos dispersos del macizo

rocoso en el borde izquierdo del ferrocarril.


La excavación en mina en su tercio superior (hasta la cota 213–214 aproximadamente)

se hará en el relleno R1 de la plataforma ferroviaria actual. Los dos tercios inferiores

de la altura de la mina se ha interpretado que se excavarán en terreno natural. El

terreno natural corresponde al jabre de la formación SGRODE, en los dos tercios iniciales

de la mina (se emboquilla desde el lado derecho), y al granito de la formación GRODE,

que se sitúa bajo la anterior o directamente bajo el relleno en la parte final de la mina.

El granito aparecerá a cota de solera en toda la longitud de la mina, aumentando de

cota el contacto con el jabre hasta desaparecer éste en el último tercio de la longitud

de la mina, donde el relleno ya se apoya directamente sobre la formación GRODE.

Sólo se dispone de observaciones superficiales del relleno R1 de la plataforma

ferroviaria existente, que está bien compactado y se cree puede estar formado por

material tipo pedraplén en su parte inferior y tipo todo-uno o terraplén en el resto.

Fuera de la zona de la excavación de mina pero dentro de la zona de ocupación de la

estructura existen dos zonas con rellenos antrópicos vertidos o con mala compactación

(rellenos R2) de hasta casi 2,5 metros de espesor y formados por arena floja con contenido

variable de arcilla.

La formación SGRODE corresponde a jabre denso a muy denso constituido por arena gruesa

marrón claro con contenido escaso de limo. Su espesor varía entre nulo y un máximo

interpretado de 2–3 metros.

Bajo los materiales anteriores aparece el macizo rocoso de Granito de Ourense (formación

GRODE) con un grado de meteorización variable aunque en general bajo. Se ha interpretado que la

banda de los 2 a 4 metros superficiales del sustrato rocoso corresponde a granito

moderadamente meteorizado, grado III, y que tiene una resistencia estimada de grado 2 (10–25

MPa).

Hacia el oeste en el borde izquierdo, donde se sitúa el pequeño cerro aislado de la ermita de

Santa Águeda, esta banda de granito moderadamente meteorizado desaparece y aflora

directamente en superficie el granito con un grado de meteorización menor, grado II, y una

resistencia estimada de grado 3 (25–50 MPa). Este material se puede observar directamente en

la base del relleno existente y sobre todo en unas pequeñas canteras abandonadas de extracción

de piedra que existen al pie del cerro de la ermita.

El nivel de agua se ha interpretado entre las cotas 209 – 210, a unos 4 metros de profundidad

respecto del terreno natural.

Los rellenos R1 de la plataforma ferroviaria, los rellenos R2 y los materiales tipo jabre, SGR, serán

excavables con medios mecánicos (aproximadamente un 70% del volumen total). El sustrato

rocoso, meteorizado y sano, al excavarse en mina bajo la plataforma de ferrocarril existente se

deberá excavar con medios mecánicos mediante la ayuda de martillo picador (30%).

Del jabre se obtendrá material tipo terraplén (30%) y del sustrato meteorizado y algo del sustrato

sano material tipo todo-uno (15%). Ambos tipos de material se clasifican como aptos y se podrán



emplear en la construcción de los rellenos del tramo, incluida la coronación. De la

excavación del macizo granítico sano, se obtendrá pedraplén (15%) utilizable en la


Los rellenos de la plataforma y vertidos, R1 y R2, se retirarán a zonas de vertido de

sobrantes.

7.5.13. Túneles Artificiales

7.5.13.1. General

Los túneles artificiales de las bocas de entrada y salida del túnel principal así como el

de la galería de emergencia nº 2 se han proyectado como bóvedas de hormigón

armado que dan continuidad a la sección interior del mismo túnel (o galería). Por el

contrario, las bocas de las galerías 1 y 3, de menor sección, se han proyectado como

el refuerzo de las viseras de emboquille de manera que sean definitivas (estructura de

cerchas y chapa Bernold).

En este apartado se facilitan las recomendaciones geotécnicas para el diseño de las

bóvedas de los túneles artificiales de hormigón armado (túnel de Rante y galería de

emergencia nº 2) y sus cimentaciones, así como la cimentación de las viseras de las

galerías de emergencia 1 y 3.

El relleno del trasdós de las bóvedas se realizará con un material especial procedente

de machaqueo de la roca sana que se extraiga de la excavación de los desmontes o

del propio túnel. Entre otras características este material debe cumplir lo siguiente:

Tamaño máximo del árido < 10 cm

Contenido de finos no plásticos < 15%

Compactación mínima al 95% del Proctor Modificado

Módulo de deformación mínimo en ensayo de placa de carga Ev2 > 80 MPa

En relación a las condiciones de cimentaciones de los túneles artificiales (incluidas las viseras

definitivas), todas se apoyan en sustrato rocoso o sus suelos de alteración;

- Formación GRODE; en la boca Sur del túnel de Rante (quizás con algo de brecha ZBH) y

boquilla de las salidas de emergencia 1 y 3.

- Formación GR; en la boca Norte del túnel de Rante.

- Jabres SEP y episienitas EP; en la boquilla de la salida de emergencia 2 donde

aparecen todavía.

En todos los emplazamientos el nivel de agua superficial puede encontrase al nivel de las

cimentaciones de los túneles artificiales, aunque se produzca un efecto dren por el conjunto de la

excavación de los túneles y los desmontes de emboquille.


Túnel de Rante

- La cimentación se puede proyectar con zapatas independientes para cada hastial

- Cota de apoyo mínima compatible con otros condicionantes no geotécnicos

- Tensión máxima admisible:

Boca Sur; 0,45 MPa (Roca sana GRODE y ZBH)

Boca Norte; 0,60 MPa (Roca sana GR)

- Coeficiente de rozamiento zapata-terreno:

Boca Sur; tg = 0,60 (Roca sana GRODE y ZBH)

Boca Norte; tg = 0,70 (Roca sana GR)

- Coeficiente de sismicidad del terreno:

Boca Sur; C = 1,20 (Roca sana GRODE y ZBH)

Boca Norte; C = 1,00 (Roca sana GR)



- Agresividad al Hormigón Qa

Salidas de Emergencia Números 1 y 3

- La cimentación se puede proyectar con zapatas independientes para cada

hastial


- Tensión máxima admisible: 0,60 MPa (Roca sana GRODE)

- Coeficiente de rozamiento zapata-terreno: tg = 0,70


Salida de Emergencia Número 2

- La cimentación se puede proyectar con zapatas independientes para cada

hastial


- Tensión máxima admisible; 0,45 MPa (Episienita y Jabre)

- Coeficiente de rozamiento zapata-terreno; tg = 0,60

- Coeficiente de sismicidad del terreno; C = 1,20 (Episienita y Jabre)


7.5.14. Obras de drenaje singulares

7.5.14.1. General

Las obras de drenaje del tramo se han proyectado mediante tubos y marcos de

dimensiones comprendidas entre 1,2 y 2,0 m para los tubos y 2,5 a 3,0 m en los

marcos. Por sus singulares características de ejecución, en los siguientes apartados

se describen las condiciones geológico-geotécnicas de los emplazamientos de la obra

OD-7.75, proyectada como una hinca, y la OD-8.96, que se ejecutará en mina.

7.5.14.2. OD-0.59

Descripción de la obra

La estructura OD-59 se ha proyectado como un marco de hormigón armado construido ‘in situ’.

Sus dimensiones interiores son de 8,0 x 5,5 m y tiene una longitud de 22,9 m.

Características del terreno

En el emplazamiento de la O.D. se cuenta con el penetrómetro dinámico (tipo DPSH) PR-0+600 y

la calicata CR-0+600, ambas investigaciones situadas en el eje de la plataforma. Algo más

alejados se encuentran el sondeo SV-700+600EG y la calicata C-700+600EI.

Según estas investigaciones el sustrato en el emplazamiento de la estructura corresponde al

Granito de Allariz (formación GR) sobre el que se ha desarrollado un manto de alteración de

suelos tipo jabre de la formación SGR. Estos a su vez se encuentran cubiertos por un depósito de

suelos de fondo de vaguada (formación QFV) de 2 – 3 m de espesor correspondiente al arroyo

Taboadela y sus subsidiarios.

Los suelos QFV están constituidos por arena limoarcillosa floja y muy floja superficialmente y

medianamente densa en los niveles más profundos. En la penetración dinámica PR-0+600 se

han registrado golpeos entre 1 y 4 hasta 1,5 m de profundidad. El jabre está constituido por

suelos arenosos de color marrón claro con una matriz limosa y compacidad medianamente densa

a muy densa, con rechazo en el penetrómetro en estos materiales. A partir del registro del

sondeo SV-700+600EG se ha interpretado un espesor de jabre de unos 8 m. Subyacente el

sustrato de granito se ha descrito como bastante meteorizado (grado IV-V) y resistencia grado 0-

1 (0,25-5 MPa).



En base a las malas características (compacidad) del nivel superficial de los suelos

QFV, se ha previsto una sustitución de 1,5 m de espesor en esta zona para la

cimentación del terraplén, que también se extenderá a los elementos de la estructura.

El nivel freático se detectó en el sondeo a menos de 1 m de profundidad.

Propuesta de cimentación

A continuación se indican las recomendaciones geotécnicas para el diseño de la

cimentación de esta estructura.

- La profundidad de cimentación será la mínima, dado que en esta zona hay

previsto una sustitución de 1,5 m de espesor del terreno natural asociado

con la cimentación del terraplén. Es decir, que el terreno por sus adecuadas

características no condiciona la cota de apoyo, pero puede estar

determinada por otros condicionantes (trazado, drenaje, etc.). No obstante,

se considera que la cota de apoyo siempre se profundizará al menos 1,0 m

respecto a la superficie del terreno actual.

- Para la cimentación de las aletas la presión cobaricéntrica máxima admisible

será igual a 0,20 MPa.


rozamiento entre el hormigón de la zapata y el terreno (material de

sustitución granular) igual a 0,60.

- Coeficiente del terreno C para la determinación de la aceleración sísmica de

cálculo, C = 1,10 (intermedio entre terreno Tipo I y II).

- Se considerará un índice de agresividad al hormigón Qa. No será necesaria la

utilización de hormigones sulforresistentes.

7.5.14.3. OD-7.75


Esta obra de drenaje permite el cruce del arroyo Seixalbo bajo la nueva plataforma y la existente

del ferrocarril Zamora-Ourense, sustituyendo a la obra existente bajo el ferrocarril al no tener

capacidad suficiente para desaguar el caudal estimado en la cuenca. Por este motivo la obra

actual se anula.

La obra OD-7.75 debe atravesar el relleno del ferrocarril existente en una zona con una montera

de tierras importante y bajo la Rúa Outeiro Da Vela que proporciona el único acceso directo al

CEIP Seixalbo, contigua al ferrocarril. Estos condicionantes llevan a proyectar la obra como una

hinca de un tubo de 2,00 metros de diámetro interior bajo los rellenos de estas dos

infraestructuras.

La situación original prevista para esta obra se situaba en un PK anterior al finalmente

proyectado. Para evitar la hinca del tubo en la base del relleno de la plataforma del ferrocarril y

evitar los suelos del fondo de la vaguada del arroyo, de malas características geotécnicas, se ha

proyectado hacia avance de PPKK con respecto a la obra existente. Con esta disposición de la

obra se consigue, por otro lado, el tener una montera de tierras adecuada bajo la Rúa Outeiro Da

Vela y un desagüe a cota adecuada en el cauce existente.

El pozo para la realización de la hinca se sitúa aguas arriba de la misma en lugar de aguas abajo,

como es habitual, también por condicionantes geotécnicos, ya que el terreno de esta zona es de

mejor calidad que el existente aguas abajo de la obra.




En el emplazamiento de la estructura se ha perforado el sondeo SE-7+685, se ha

excavado una calicata C-707+400EI y se ha realizado el penetrómetro P-707+400EI.

De acuerdo al perfil interpretado la casi totalidad de la hinca se realizará en suelos tipo

jabre de la formación SGRODE y únicamente en su tramo final se excavará la base del

relleno R1 de la plataforma, ya bajo el camino de la rúa. El jabre está constituido por

arena marrón anaranjado con indicios de limo y compacidad muy densa, con rechazo

del penetrómetro en estos suelos a 1,20 m de profundidad. El espesor del jabre se ha

interpretado constante de 2,5 m hasta el borde izquierdo donde se estima que se ha

erosionado y aparecen suelos de fondo de vaguada, formación QFV, directamente

sobre el sustrato rocoso. Estos depósitos cuaternarios están formados por arena

marrón claro con algo de limo y compacidad floja a medianamente densa. Los rellenos

R1 de la plataforma del ferrocarril únicamente se han podido observar en superficie,

con un estado actual sin grietas ni zonas con problemas geotécnicos aparentes. No se

dispone de información de los materiales con los que se construyó el relleno del

ferrocarril.

En el borde derecho de la obra también se excavará en la preparación de la hinca un

vertido de rellenos R2 sin compactar con un espesor de 1,0 m, formados por arena

floja marrón con algo de arcilla y restos de escombros.

El sustrato sobre el que se apoya el jabre y los suelos cuaternarios es Granito de

Ourense (formación GRODE) con meteorización grado IV y resistencia grado 1

(resistencia a compresión simple entre 1-5 MPa).

En el sondeo se ha reconocido el nivel de agua a 1,7 m de profundidad y en el borde

izquierdo de la obra, en la vaguada, se ha cartografiado una zona con un drenaje

deficiente potencialmente inundable.

7.5.14.4. OD-8.96


Esta obra permite desaguar el arroyo de Zaín bajo la nueva plataforma proyectada y los rellenos

existentes de la plataforma del ferrocarril Zamora-Ourense y el vial de la carretera Rairo-

Bemposta.

Actualmente dicho arroyo desagua por una obra existente bajo el ferrocarril actual, formada por

un pontón, que ya fue ampliada aguas arriba con la ejecución de la carretera de la Xunta de

Galicia, mediante un tubo aprovechando la existente aguas abajo. Esta obra no tiene capacidad

de desagüe suficiente para 500 años de periodo de retorno, por lo que la obra existente se anula

y se rellena de hormigón HNE-15 para que no resulte una zona conflictiva en la ejecución de la

nueva plataforma que la someterá a cargas mucho mayores que las que soporta en la actualidad.

La nueva obra de drenaje consiste en una mina bajo la carretera Rairo–Bemposta y la línea de

ferrocarril existente con una sección libre interior de 3,0 m. Se ha optado por la ejecución en mina

debido a que con la sección mínima necesaria no es posible realizar una hinca en un pedraplén

manteniendo la alineación necesaria para el correcto funcionamiento de una obra de drenaje.

En la entrada y salida de la mina se mantiene la misma sección interior para mantener un

comportamiento hidráulico adecuado, así como para tener una estructura que sea capaz de

soportar las fuertes cargas a las que se verá sometida la zona de aguas abajo en el futuro con la

construcción de un desvío de la vía existente.

A la salida de esta obra se dispone un escalonamiento para conectar con la obra OD-0.1 CE-8.7

proyectada bajo el camino de enlace 8.7 I como un marco.



La excavación de la boquilla de entrada se realiza en dos fases, en una primera fase

se crea una plataforma de trabajo para la realización de la mina manteniendo

operativa la obra de drenaje existente demoliendo la aleta izquierda y construyendo un

muro provisional para sustituirla. En una segunda fase cuando ya esté la mina

acabada, se demuele la boquilla de entrada de la obra existente y el muro provisional

construido en fase 1 y se realiza la excavación necesaria para la embocadura de

entrada de la nueva obra proyectada.

Formando parte del procedimiento de mejora del terreno diseñado para el cimiento del

relleno donde está situada la obra (Jet-Grouting), también se van a mejorar las

condiciones del terreno en el que se excavará la mina, tanto la base de los rellenos

como los suelos que forman su cimiento.


En el emplazamiento de la estructura se han perforado los sondeos SR-8+880 y S-

708+620 EI, se ha excavado la calicata CR-8+910 y se han realizado los

penetrómetros PR-8+880 y PR-8+910, el primero de los cuales se ha realizado en el

mismo emplazamiento del sondeo.

La mina se excavará en su totalidad en el conjunto de los dos rellenos compactados

(relleno R1) y adyacentes, correspondientes a las dos infraestructuras existentes

(plataforma ferroviaria actual y carretera Rairo–Bemposta), entre los que además se

intercalará el relleno de la nueva LAV. La base del relleno se ha interpretado a la cota

182 en el borde derecho de la mina y 178 en el izquierdo, por lo que es posible que en

alguna zona la solera de la mina se excave parcialmente en los depósitos de suelos de

fondo de vaguada, formación QFV, sobre los que se apoyan directamente los rellenos

actuales. En estos suelos también se apoyará ambos extremos de la nueva obra de

drenaje, especialmente el de su borde izquierdo.

A partir de las observaciones superficiales, el tipo de material excavado mayoritariamente en los

desmontes próximos y los datos de los sondeos cercanos indican que los rellenos existentes

deben ser mayoritariamente de tipo terraplén y todo-uno, en este último caso de forma más clara

en el caso de la carretera, donde en las caras del relleno actual se observa una mayor proporción

de bloques de piedra y gravas que en el relleno del FFCC actual, aunque siempre con un

predominio del terraplén o todo-uno. Sin embargo, los datos verbales facilitados por los técnicos

de la empresa constructora de la carretera indican que en el cimiento y base del relleno de la

misma se echó una mayor proporción de piedra con la doble función de obtener un cimiento

drenante y permitir un mejor paso de la maquinaria de construcción en una zona donde el nivel

freático está muy somero, casi en superficie en la estación lluviosa. Por ello y de forma

conservadora, se ha supuesto que la zona baja de ambos rellenos, que es donde se excavará la

mina, está construida con material tipo pedraplén.

El relleno R1 bien compactado existente se apoya directamente y a lo largo de toda la zona de la

futura obra de drenaje sobre depósitos de fondo de vaguada (formación QFV) constituidos por

suelos arenosos flojos de color marrón a marrón oscuro con contenido variable de limo y escaso

de grava. Tienen un espesor bastante uniforme de unos 3 a 4 metros, suelen estar saturados de

agua y forman un relieve muy suave y aplanado que presenta un drenaje natural deficiente en

épocas lluviosas. Como ya se ha indicado, es posible que estos materiales se lleguen a excavar

puntualmente o queden muy cerca de la solera de la mina, especialmente en la primera mitad de

la misma.

Los depósitos de fondo de vaguada (formación QFV) se apoyan directamente sobre 1 o 2 metros

de jabre de Granito de Ourense, formación SGRODE, constituido por arena marrón claro con

escaso contenido de limo, muy denso o incluso ligeramente litificado. Este jabre pasa de modo

gradual al sustrato Granítico de Ourense (formación GRODE) con un grado de meteorización

variable según la zona, aunque en general en la mayor parte del perfil de la estructura el granito

es moderadamente meteorizado, grado III, y con resistencia grado 2 (5 a 25 MPa), excepto en su

zona final donde la meteorización aumenta a grado IV, con una resistencia de grado 1 (1 a 5

MPa).



El nivel de agua está muy somero, de forma excepcional casi en superficie en los

periodos lluviosos de la estación húmeda. Se ha interpretado en base a las medidas

de los sondeos que se sitúa a la cota 181 en el extremo SO de la mina y a la cota 178-

179 en el extremo NE, lo que supone una profundidad de 1 a 2 metros por debajo del

terreno natural.

Excavaciones en emboquilles

Ambas bocas de la obra de drenaje presentan una problemática similar en lo que se

refiere a configuración geométrica y calidad geotécnica de los materiales en la zona de

emboquille, dado que ambos emboquilles se ubican en los derrames de rellenos

existentes. Previa a la ejecución de los emboquilles se ha proyectado un tratamiento

de los rellenos de las plataformas existentes con Jet-Grouting realizado desde unas

plataformas auxiliares laterales y una central entre los rellenos. Este tratamiento se

desarrolla en el apartado 6.4.7 ‘Estudio Individualizado de los Rellenos’ de este anejo.

El talud de excavación de los emboquilles será el 1(H):3(V) con un sostenimiento

mediante hormigón proyectado, mallazo y bulones.

Para el diseño del bulonado del talud se ha empleado las recomendaciones expuestas

en la publicación “Guía para el diseño y la ejecución de anclajes al terreno en obras de

carretera” del Ministerio de Fomento 2004. De manera conservadora se ha

desestimado la capacidad de la placa de reparto en la cabeza del bulón en el cálculo

de estabilidad.

En la boca este, de entrada, la altura máxima del talud es de unos 8,0 m, y en la boca

oeste, de salida, de unos 8,3 m. Tanto en la boca de entrada como de salida de la

obra se ha tenido en cuenta la presencia de sobrecargas, situadas en las

coronaciones de los terraplenes correspondientes a las infraestructuras existentes. En

el caso de la carretera Rairo-Bemposta se ha considerado una sobrecarga de 10 kPa,

correspondiente a tráfico vehicular, y el en caso del ferrocarril una sobrecarga de 30

kPa, que corresponde a tráfico ferroviario.

El análisis de estabilidad se ha realizado suponiendo superficies de rotura circulares mediante el

método de análisis de Bishop Simplificado. Para los cálculos de la estabilidad se ha utilizado el

programa de cálculo SLIDE desarrollado por ROCSCIENCE. Dado que se trata de taludes

temporales no se ha tenido en cuenta la influencia del sismo en los cálculos. Se ha empleado la

sección de máxima altura del talud frontal, que tanto en la boca de entrada como la boca de

salida corresponde a un perfil donde el terreno está sin tratar con Jet-Grouting. Este análisis por

lo tanto es conservador dado que emplea parámetros del terreno sin mejorar y que además

contempla la altura máxima de talud.

En la siguiente figura se presenta el análisis de estabilidad de la boca de salida.

Cálculo de estabilidad de la boca de salida de la OD-8.96 sin sismo en estado provisional.




El bulonado aplicado al talud para conseguir el factor de seguridad es de bulones de

6,0 m de longitud en una malla de 1,5 x 1,5 m.

En la siguiente figura se presenta el análisis de estabilidad de la boca de entrada.

Cálculo de estabilidad de la boca de entrada de la OD-8.96 sin sismo en estado provisional.


El bulonado aplicado al talud para conseguir el factor de seguridad requerido (1,30) es

de bulones de 6,0 m de longitud en una malla de 1,5 x 1,5 m.

Como resultado del análisis se ha proyectado el siguiente sostenimiento temporal del

talud frontal:

Proyección de una capa de sellado de hormigón proyectado de 5 cm de espesor con una

resistencia de 30 MPa.

Instalación de un mallazo de tipo ME 15 x 15 s 6-6 B500T

Instalación de bulones de 25 de barra tipo GEWI de 6m de longitud en una cuadricula de

1,5 x 1,5 m.

Proyección de una capa de hormigón proyectado de 5 cm de espesor con una resistencia

30 MPa.

8. GEOTECNIA DE TÚNELES

En este tramo se proyecta el Túnel de Rante de 3.410 m de longitud, de tipo monotubo para vía

doble y con tres galerías de emergencia. Se excavará en un macizo rocoso de tipo granítico por

métodos convencionales siguiendo el procedimiento del Nuevo Método Austriaco (NATM). La

montera de terreno sobre la clave tiene un máximo de 106 m en torno al PK 4+720 y un mínimo

de 37 m.

En este tramo también se proyecta un nuevo Túnel de Curuxeirán, paralelo al actual Túnel 93 de

la línea de ferrocarril Zamora-Orense dejando un pilar de roca entre ambos de dimensiones

reducidas. Además se actúa sobre el denominado Túnel 92 de la misma vía actual ya que la LAV

cruza por encima en desmonte retirando una parte importante de su montera de terreno.

El Nuevo Túnel de Curuxeirán será de tipo monotubo para vía doble y se excavará por medios

mecánicos siguiendo la metodología del Nuevo Método Austriaco. El empleo de voladuras puede

ser necesario en determinados tramos del mismo, debido la elevada resistencia del macizo, pero

deberá minimizarse en lo posible debido a la proximidad del túnel existente.



Sobre los actuales túneles 92 (Aspera) y 93 (Curuxeirán) se han previsto medidas de

refuerzo, motivado por la proximidad de las actuaciones proyectadas en la

construcción de la nueva plataforma LAV.

En el anejo de Túneles se proyectan los nuevos túneles y las actuaciones de refuerzo

de los túneles existentes. En dicho anejo se describen las características geológicas y

geotécnicas específicas de los emplazamientos donde se localizan las actuaciones

relativas a los túneles del tramo.

Los perfiles geológico-geotécnicos de detalle del túnel y de las galerías de emergencia

se presentan en el documento Planos.

9. RESUMEN Y CONCLUSIONES

9.1. INFORMACIÓN UTILIZADA Y CAMPAÑA DE INVESTIGACIÓN GEOTÉCNICA

Para la redacción del anejo, además de la investigación complementaria para el

Proyecto de Construcción, se ha consultado la información de antecedentes

disponible. La relación de trabajos es:

- “Estudio Informativo del Proyecto de Integración Urbana y Acondicionamiento

de la Red Ferroviaria de Ourense” realizado para la Dirección General de

Ferrocarriles por ETT Proyectos con fecha septiembre de 2009.

- “Estudio Geológico-Geotécnico. Integración Urbana y Acondicionamiento de la

Red Ferroviaria de Ourense” realizado para ADIF por la UTE GOC-Sondeos del

Bierzo con fecha octubre de 2011.

- “Estudio Hidrogeológico de Integración Urbana y Acondicionamiento de la Red Ferroviaria

de Ourense” realizado para Adif por Aecom Inocsa, S.L.U. con fecha mayo de 2013.

- “Estudio y Seguimiento Hidrogeológico del Corredor Norte – Noroeste de Alta Velocidad

Madrid – Galicia. Tramo Requejo - Ourense” realizado para Adif por la UTE Inocsa –

Amphos21 con fecha enero de 2012.

- Perfil longitudinal Geológico-Geotécnico a escala horizontal 1:2.000 y vertical 1:1.000

realizado por D. Daniel Arias dentro de las labores de asesoría geológico-geotécnica que

realiza para ADIF en base a los datos obtenidos en el EGG.

- “Circunvalación Leste de Ourense. Treito: (OU-105) Bemposta – N525” realizado para la

Xunta de Galicia por Itros.

Además de los estudios anteriores se han consultado los mapas y bibliografía técnica general de

la zona de estudio.

En el siguiente cuadro se resume el número de prospecciones geotécnicas (sondeos, calicatas y

penetraciones dinámicas) realizadas en los diferentes estudios.

Tipo de investigación Proyecto Estudio

Geológico-Geotécnico Estudio

Informativo

Proyecto Circunvalación

Leste Total

Sondeos 47 22 7 2 78

Calicatas 23 30

+29 de Préstamo 4 2

59 +29 de Préstamo

Penetraciones Dinámicas 42 26 4 - 72

9.2. CARACTERÍSTICAS GEOTÉCNICAS DE LOS MATERIALES

Los materiales en los que se excavarán los desmontes, se construirán los túneles y se

cimentarán los rellenos y estructuras del tramo corresponden principalmente a los suelos de

alteración del granito tipo jabre de las formaciones SGR y SGRODE y al sustrato granítico del que

procede el jabre, que corresponde a las formaciones mayoritarias del Granito de Allariz (GR) y

Granito de Ourense (GRODE) con distinto grado de meteorización. Dentro del sustrato rocoso

también se han reconocido, sobre todo en la zona del túnel de Rante, niveles o bandas de aplitas

(APL), episienitas (EP) y de brechas hidrotermales (formación ZBH). También relacionado con



procesos tectónicos se han reconocido los materiales de la Zona Tectonizada del Río

Mesón de Calvos (ZH).

Entre las unidades geológico-geotécnicas de suelos destacan los depósitos terciarios-

cuaternarios (formación CEDF) y en mucha menor proporción los suelos cuaternarios

de depósitos coluviales QCE y de fondo de vaguada QFV, así como rellenos antrópicos

de distinta naturaleza. Son destacables entre estos últimos, los rellenos compactados

R1 de las plataformas del ferrocarril Zamora-Ourense y el vial Rairo-Bemposta sobre

los que se apoyará la plataforma de la LAV en parte del tramo.

En la traza de proyecto existen otros vertidos de carácter marginal, definidos como R2,

que pueden afectarla en los siguientes puntos:

P.K. inicial P.K. final Longitud

(m) Observaciones Sección Tipo


pilas P-3 y P-4 Viaducto



7+750 7+770 20 Sólo afecta al borde derecho. 1,5 m Relleno


la pila P-2 y estribo E-1 Viaducto



7+980 8+000 20 Sólo afecta al borde izquierdo. 1,0 m Desmonte

8+190 8+255 65 Sólo afecta al borde derecho. 0,5 m Desmonte

8+355 8+480 125 1,0 a 2,0 m en todo el ancho de la plataforma Desmonte


8+775 8+980 205 Variable de 1,0 a 3,0 m Relleno

8+980 9+030 50 Afecta a las excavaciones de las cimentaciones

del estribo E-1 y la pila P-1 Relleno

9.3. NIVEL FREÁTICO

Con las medidas realizadas en sondeos, calicatas, penetrómetros y pozos y la interpretación

realizada, el nivel de agua quedará por encima del fondo de las excavaciones (túneles, fondo de

desmonte y fondo de excavación para cimentaciones, sustituciones y saneos) o muy próximo a

ellas (del orden de un metro por debajo) en buena parte del tramo. Concretamente en las

siguientes zonas del proyecto:

- Sustituciones, saneos y cimentaciones del entorno del arroyo estacional de Taboadela

(PPKK 0+110 – 0+680) y de la zona encharcable entre los PPKK 0+840 – PK 0+940.

- Cimentaciones del paso inferior PI–0.7 (PK 0+655).

- Desmonte PK 1+040 a PK 1+420.

- Cimentaciones de los apoyos de la parte central del viaducto sobre el río Mesón do Calvos

(PK 1+700) y sobre el regueiro San Benito (PK 2+540).

- Desmontes de los emboquilles y todo el túnel de Rante (PPKK 2+630 – 6+100) y sus

galerías.

- Cimentaciones del viaducto más próximas al cauce del río Barbaña.

- Desde aproximadamente el punto kilométrico 8+100 hasta el 8+650, entre los que la traza

discurre primero en desmonte y luego con el túnel de Curuxeirán.

De acuerdo a los ensayos de agresividad realizados en muestras de agua, tomadas en sondeos

del Estudio Geológico-Geotécnico excepto una tomada de un sondeo del Estudio Informativo, en

varias muestras se ha obtenido una agresividad Débil a Media Qa-Qb, motivada por alguno de

estos tres parámetros: pH, Residuo Seco y CO2 disuelto. El ataque que provocan estos

parámetros no afecta de forma directa al acero estructural y tampoco implica la necesidad de

empleo de cemento sulforresistente.

Se recomienda que se considere con carácter general un grado Débil Qa de agresividad del agua

al hormigón para todas las estructuras que se encuentren en contacto con el agua.



9.4. SISMICIDAD

Los valores de la aceleración sísmica básica ab y del coeficiente de contribución K son:

ab = 0,04 x g

K = 1,0

Por resultar el valor de la aceleración sísmica básica igual al límite de aplicación de

0,04g, es necesario considerar la acción sísmica como una acción de cálculo tanto en

desmontes y rellenos, como de las estructuras.

9.5. CAPA DE FORMA

La coronación de los rellenos se construirá con un material de aportación con

contenido de finos inferior al 40% y límite líquido inferior a 40. El fondo de los

desmontes quedará fundamentalmente en jabre, que en general tendrá esas mismas

características.

En estas condiciones el espesor de la capa de forma será de 60 cm para todo el

tramo, excepto en las secciones en túnel y viaducto, donde la vía en balasto se coloca

directamente sobre secciones de hormigón y por lo tanto no se dispone capa de forma.

9.6. COEFICIENTES DE PASO Y ESPONJAMIENTO

En el siguiente cuadro se resumen los coeficientes de paso y esponjamiento que se

recomienda utilizar en el análisis del movimiento de tierras del tramo.

COEFICIENTES DE PASO Y ESPONJAMIENTO

Tipo de material

Utilización del material

Relleno Plataforma Otras unidades

de obra

Zona de relleno

de sobrantes Núcleo y

Cimiento Coronación

Sustrato Rocoso Sano (GM II-III)

de las formaciones GRODE y APL

1,25

(Pedraplén)

1,20

(Machaqueo)

1,25

(Machaqueo) 1,35

Sustrato Rocoso Meteorizado (GM

IV) de las formaciones GRODE y APL

Formaciones GR, EP y ZBH

1,18 (Todo

uno) - - 1,35

Tramo 1

Jabres

1,00

(Terraplén) - - 1,18

Tramo 2

Jabres (y suelos cuaternarios)

0,97


Formación CEDF 0,93


Rellenos antrópicos - - - 1,00

Excavación de OD-8.69 - - - 1,25

9.7. DESMONTES

En el tramo se han proyectado 10 desmontes, cuatro de los cuales corresponden a las boquillas

de acceso a los túneles de Rante y Curuxeirán, con alturas máximas medidas en el eje muy

variables comprendidas entre un metro y hasta 18,0 m, que en los bordes alcanzan los 26,0-27,0

m, principalmente en los taludes provisionales de las boquillas. Además en los desmontes

frontales correspondientes al túnel de Rante las alturas máximas son de hasta 25,0 m. En la

segunda mitad del tramo, al discurrir en su mayoría contiguo a la plataforma del ferrocarril

existente la mayor parte de los desmontes corresponden a retranqueos de los actuales y sólo

existe talud en el borde derecho. En el eje se ha contabilizado una longitud total en desmonte de

1.804 m, aproximadamente el 20% de la longitud de la traza.



Los desmontes se excavarán en materiales tipo roca de los granitos de Ourense y

Allariz (GRODE y GR) con distinto grado de meteorización y los suelos de alteración del

sustrato de las formaciones de jabre (SGRODE y SGR). También se escavarán en un

desmonte los suelos de la formación CEDF.

Los desmontes se han proyectado con taludes variables en función del material a

excavar y la geometría adoptada:

Desmontes en materiales de alteración del sustrato rocoso tipo jabre y suelos

terciario-cuaternario con talud 3(H):2(V) y 2(H):1(V) en el metro superior de

coronación. Con las excepciones: en el desmonte D-2 de poca altura y el

material tipo jabre algo más alterado, se ha reducido la pendiente en toda la

altura al 2(H):1(V) y en el desmonte D-5 donde se ha reconocido un material

tipo jabre alterado, que se ha interpretado como resultado de la influencia del

túnel de Aspera sobre el que se cruza, se ha reducido la pendiente en la zona

de influencia al 3(H):2(V), manteniendo el 2(H):1(V) en coronación.

Desmontes en el macizo granítico con talud general 2(H):3(V) y 2(H):1(V) en el

metro superior de coronación. En el desmonte D-4 con un espesor considerable

de jabre el talud en coronación se ha podido proyectar con talud 1(H):1(V) en

los cuatro metros superiores.

En las boquillas del túnel de Rante en los taludes frontales de las boquillas se

ha proyectado el 1(H):5(V) en los 17 m inferiores y 3(H):2(V) por encima hasta

terreno natural.

En las boquillas del túnel de Curuxeirán en el talud frontal de la boquilla sur se

ha proyectado el 1(H):3(V) en los 15 m inferiores y 1(H):1(V) por encima hasta

terreno natural. En la boquilla norte el talud se ha verticalizado al 1(H):5(V) en

los 13 m inferiores y se ha mantenido el 1(H):1(V) por encima.

En los taludes anteriores no se incluyen los taludes laterales provisionales de las excavaciones

para la construcción de los túneles artificiales, con pendientes que varían entre el 1(H):5(V) y

1(H):1(V), ni los taludes provisionales de las excavaciones para la construcción de varios muros

claveteados que se han proyectado para reducir la ocupación de las excavaciones. En estos

casos la pendiente varía entre el 1(H):3(V) y vertical, en función de la estabilidad global del

desmonte y como se ha indicado, de las limitaciones de ocupación.

El macizo rocoso de las formaciones GR y GRODE requerirá de voladura para su excavación

cuando aparece con meteorización grado III o inferior. En el proceso de voladura en los

desmontes de la plataforma, tanto los definitivos como los provisionales de los túneles artificiales,

se recomienda precorte con objeto de crear una superficie de excavación lo más regular posible,

sin resaltes, y evitar fracturar el macizo rocoso en la superficie final del talud. Previa a la

perforación se retirarán los suelos y sustrato meteorizado que pueda existir con medios

mecánicos. Por la proximidad a la plataforma del ferrocarril Zamora-Ourense y varias viviendas

en la segunda mitad del tramo, puede ser necesario emplear voladuras en bancos de poca altura

protegidas para evitar las proyecciones o realizar la excavación mediante martillo picador cuando

se considere necesario.

En el sustrato rocoso granítico con meteorización grado IV o V se estima que será ripable y

ocasionalmente excavable con medios mecánicos. El resto de materiales del tramo, incluido el

jabre de las formaciones SGR y SGRODE, serán excavables con medios mecánicos convencionales.

En una pequeña parte de los desmontes su fondo quedará en el sustrato rocoso de las

formaciones GR y GRODE, válido para el apoyo de la capa de forma, y el resto en suelos de distinta

naturaleza, con predominio de los jabre con carácter granular que también son válidos para el

apoyo de la capa de forma. Únicamente en dos pequeños tramos será necesario realizar un

saneo. En el primero el saneo será de espesor variable, para retirar unos suelos QCE en los que

se ha interpretado un posible deslizamiento en el contacto con el sustrato de jabre antes de la

entrada del túnel de Rante. En esta zona el material de sustitución será un suelo granular tratado

con cemento tipo MT (del usado en las cuñas de transición). En el segundo, PPKK 7+955-8+160,



el fondo de desmonte quedará en materiales tipo relleno o suelos de mala calidad en

los que será necesario sanear para construir la plataforma.

De acuerdo a los análisis de estabilidad realizados, tanto en materiales tipo suelo

como en roca, se puede asegurar que las inclinaciones de los taludes recomendados

son válidas y no será necesaria la ejecución de sistemas de protección en los taludes

definitivos. Con estos cálculos también se ha comprobado la estabilidad de los

desmontes en los que se han proyectado muros claveteados.

Sin embargo, no se puede asegurar que en los taludes frontales de mayor pendiente

de las boquillas del Túnel de Rante, las galerías de emergencia y el Túnel de

Curuxeirán no se produzcan ocasionalmente pequeños desprendimientos de bloques y

cuñas. Por este motivo, en estos desmontes es donde se ha previsto un sostenimiento

consistente en:

Hormigón proyectado en dos capas de 5 cm de espesor cada una.

Entre las capas de hormigón se instalará malla electrosoldada.

Bulones provisionales de 6,0 m de longitud con una distribución de 2 x 2 m.

9.8. RELLENOS

En este tramo de ferrocarril se han proyectado 12 rellenos, cuya altura máxima medida

en el eje es de 19,5 m, aunque con carácter general sólo puntualmente se superan los

10,0 m de altura. Cuatro de los rellenos tienen una longitud menor de 50 m,

correspondiendo casi siempre a los estribos de alguno de los viaductos que se

proyectan. En el eje se ha contabilizado una longitud total en relleno de 2.720 m, lo

que supone aproximadamente el 29% de la longitud total de la traza.

Todos los rellenos del tramo se han proyectado con talud único 2(H):1(V), excepto en la parte

final del tramo donde se han diseñado con inclinación 3(H):2(V). Se construirán con los

materiales que se excaven en los desmontes del tramo y en los túneles. La mayor proporción de

los materiales disponibles serán tipo pedraplén procedente de la excavación en los túneles del

sustrato granítico y en función de su grado de alteración también se obtendrá un material tipo

todo uno. Sin embargo, en los desmontes el material mayoritario son los suelos del manto de

alteración del sustrato granítico (jabres), con los que se podrán construir rellenos tipo terraplén.

El cimiento de los rellenos hasta el túnel de Rante estará constituido principalmente por un

recubrimiento de suelos cuaternarios de fondo de vaguada (formación QFV) y terciario-cuaternario

(formación CEDF) sobre el sustrato meteorizado de jabre de las formaciones (SGR y SGRODE) que

en algunas zonas aflora directamente. Estos suelos tipo jabre son los que predominan en desde

el cruce del río Barbaña hasta el final del tramo. En las zonas de apoyo de los rellenos las áreas

donde afloran los materiales rocosos sanos son escasas. No obstante, tendrán un importante

influencia en el cimiento de los rellenos en aquellas zonas donde el espesor del jabre

suprayecente sea pequeño. El resto de formaciones naturales, que forman parte minoritaria del

cimiento de los rellenos, pertenece a los suelos cuaternarios coluvio-eluviales (formación QCE).

La presencia de rellenos antrópicos a lo largo del tramo es muy desigual. Hasta el túnel de Rante

se limitan a la plataforma (relleno RP) de un camino y una carretera con un espesor inferior al

metro que se retirarán en su totalidad. Sin embargo, desde el cruce de la N-525 uno de los

aspectos significativos es la importante presencia de rellenos antrópicos, que engloban tanto los

rellenos estructurales que forman parte de la explanación de infraestructuras actuales (rellenos

R1), como rellenos vertidos (R2) y de zonas edificadas o pavimentadas (RE y RP).

En general todos estos materiales poseen características de resistencia y de deformación

suficientes para servir de cimiento a los rellenos proyectados.



Únicamente parte de los suelos de la formaciones QFV y CEDF tienen compacidades

flojas en el cimiento de los rellenos y recibirán un tratamiento mediante sustitución al

tratarse de niveles superficiales (puntualmente alcanza 1,5 m de espesor). Esta

situación se produce en los tramos indicados en el siguiente cuadro.

SANEOS DE SUELOS QFV Y CEDF EN CIMIENTO DE RELLENOS

P.K. Inicial

P.K. Final

Longitud (m)


(m) Suelos a sustituir

0+000 0+035 35 1,0 Suelos CEDF

0+140 0+200 60 1,0 Suelos QFV

0+200 0+400 200 1,5 Suelos QFV

0+400 0+550 150 0,6 Suelos QFV

0+550 0+660 110 1,5 Suelos QFV

0+850 0+940 90 1,0 Suelos QFV y CEDF

0+940 0+995 55 1,0 Suelos CEDF

1+895 2+110 215 1,0 Suelos CEDF

2+590 2+605 15 6,0 Suelos QCE

7+660 7+750 90 1,0 Suelos QFV

8+775 8+980 205 Variable (1 a 3 m) Suelos QFV

En la última de las zonas indicadas de saneo de suelos QCE se retirarán los suelos

coluviales hasta la profundidad del contacto con el sustrato, donde se ha interpretado

un posible deslizamiento en la ladera de la margen del regueiro San Benito.

Además de las zonas indicadas en la tabla anterior, existen dos pequeños rellenos RP

de espesor inferior al metro que corresponden a la plataforma de un camino y la

carretera OU-0516 a la altura de los PPKK 0+020 y 2+020, que se retirarán en su

totalidad. Las acumulaciones de rellenos vertidos R2 también se retirarán en su

totalidad. Esta situación se produce en los tramos indicados en el siguiente cuadro.

SANEOS DE RELLENOS R2 EN CIMIENTO DE RELLENOS

P.K. Inicial

P.K. Final

Longitud (m)


(m) Observaciones



7+750 7+770 20 1,5 Sólo en borde derecho


7+925 7+955 30 2,5 Toda la anchura

8+775 8+980 205 Variable (1 a 3 m) Saneo entre plataformas existentes del FFCC

y carretera

En la última de las zonas indicadas también se retirará parte de los suelos cuaternario flojos de la

formación QFV que existen bajo el relleno vertido R2, como se ha indicado anteriormente.

En parte del tramo el nivel de agua se ha reconocido muy próximo a la superficie en zonas

potencialmente inundables, coincidiendo en general con los tramos indicados en los que es

necesario sanear los suelos flojos QFV indicados anteriormente. Entre los PP.KK. 0+100-0+680,

0+840-0+940 y 7+660-7+750 el material de sustitución y el de cimiento (en los zonas sin saneo)

tendrá que cumplir las condiciones de cimiento en situación de posible saturación. En el resto de

zonas con procedimientos de mejora para la retirada de los rellenos y otros suelos flojos, el

material de sustitución podrá ser el mismo empleado como cimiento del resto de rellenos del

Proyecto.

En parte de los rellenos del tramo será necesario el cajeado del apoyo por los condicionantes de

pendiente excesiva de las laderas.

La estabilidad, tanto de los taludes del propio relleno como del cimiento donde se apoyarán, está

garantizada con factores de seguridad mayores de 1,5 en cálculo estático o mayores de 1,1 si se

considera la acción del sismo, que son los exigidos en situación permanente y accidental

respectivamente.



Los asientos del propio relleno debidos a su peso se producirán en su mayor parte

durante la construcción. Se estima que, como máximo, los asientos remanentes a

largo plazo serán del orden del 0,3% de la altura del relleno, para un plazo de quince

años. Esto implica que el asiento del relleno más alto ‘no tratado’, de unos 15 m en el

eje, será del orden 4,0 cm. Los asientos diferenciales debidos a este motivo, serán

despreciables en distancias cortas. Los asientos calculados en el cimiento de los

rellenos debidos al peso de éstos y teniendo en cuenta los saneos previstos, serán

reducidos, inferiores a unos 15 cm y se producirán de forma muy rápida, prácticamente

durante la construcción al tratarse de suelos granulares densos a muy densos o roca.

En los rellenos de mayor altura es preceptiva la instalación de chapas de acero

perforadas para la posterior auscultación de la plataforma mediante georradar.

9.9. GEOTECNIA DE LA CIMENTACIÓN DE ESTRUCTURAS

Las recomendaciones geotécnicas para el diseño de la cimentación de las estructuras

se resumen en la siguiente tabla.

Nombre Función

Tipología, Luces o

Dimensiones (m)

Formación de apoyo

Tipo de cimentación

Recomendaciones de cimentación

Viaductos

Viaducto sobre sobre el río Mesón

de Calvos

Paso de LAV sobre el río Mesón de Calvos y las carreteras N-525 y

OU-320

Viaducto Tablero continuo

13 vanos:

de 27 a 35 m de luz

(408 m total)

SGR, GR y ZH

Estribos y Pila P-1: Directa

Resto: Pilotes

Cimentación superficial: Apoyo Cota P.

Máx.(MPa) E-1 <325,75 0,60 P-1 <324,75 0,60 E-2 <323,50 0,35

Cimentación profunda:

Tope estructural máximo; 4,5 MPa

Coef. Sismicidad; C = 1,00 a 1,40 Agresividad Qa

Viaducto sobre el Regueiro de San

Benito

Paso de LAV sobre el Regueiro de San Benito


4 vanos:

24-30-30-24 m (108 m total)

SGRODE y GRODE

Directa

Apoyo Cota P. Máx.(MPa)

E-1 <324,00 0,45 P-1 <319,00 0,40 P-2 <316,00 0,40 P-3 <316,25 0,40 E-2 <320,00 0,40

Coef. Sismicidad; C = 1,25

Agresividad Qa

Viaducto sobre Ctra.N-525

y río Barbaña

Paso de LAV sobre el río Barbaña, la

Carretera N-525 y ramales de enlace


9 vanos:

34,0 – 4x43,0 – 3x40,0 - 30,0 m

(356 m total)

SGR, GR y APL

Directa

Presión máxima admisible: 0,50 MPa Cotas: E-1 253,0

P-1 243,0; P-2 220,0 P-3 219,5; P-4 212,0 P-5 209,0; P-6 219,5

P-7 y P-8 Mínima E-2 242,0


Agresividad Qa

Viaducto sobre Ctra. Bemposta-

N-525

Paso de LAV sobre Carretera N-525

Puente Losa 1 vano: 30,0 m

GR Directa

Presión máxima admisible: 0,40 MPa Cota: definida por el diseño de la

carretera

Coef. Sismicidad; C = 1,00 Agresividad Qa

Viaducto sobre Ctra. OU-105

Paso de LAV sobre Carretera OU-105

Viaducto Tablero continuo 3 vanos:

16,0 - 22,0 - 16,0 m

(54 m total)

SGRODE y GRODE

Estribo E-1: Pilotes

Resto: Directa

Cimentaciones superficiales pilas y estribo E-2:

Presión máxima admisible 0,40 MPa Cotas: P-1 209,5; P-2 210,0

E-2 212,0

Cimentación profunda en estribo E-1: Pilotes empotrados en roca


Agresividad Qa

Viaducto sobre Vial Rairo-Bemposta

Paso de LAV sobre el Vial Rairo-Bemposta y sobre el arroyo Zaín


4 vanos: 35,0 - 45,0 - 54,0 -

40,0 m (174 m total)

SGRODE y GRODE

Estribo E-1: Pilotes

Resto: Directa

Cimentaciones superficiales pilas y estribo E-2:

Presión máxima admisible: 0,50 MPa Cotas: P-1 186,0; P-2 192,5

P-3 y E2 Mínima

Cimentación profunda en estribo E-1: Pilotes empotrados en roca


Agresividad Qa



Nombre Función

Tipología, Luces o

Dimensiones (m)

Formación de apoyo

Tipo de cimentación

Recomendaciones de cimentación

Pasos Superiores

PS-0.0 Variante de

Camino

Puente Tablero continuo

3 vanos:

13-17-13 m

SGR y GR Directa

Presión máxima admisible; 0,30 MPa

Cota; La mínima Coef. Sismicidad; C = 1,10

Agresividad Qa

PS-8.6

Reposición de Camino de Zaín sobre Vial Rairo-

Bemposta

Puente de 1 vano: 17,0 m

SGRODE, ZG y GRODE

Directa

Presión máxima admisible: 0,40 MPa

Cota; La mínima


Pasos Inferiores

Obras de

Drenaje de Grandes

Dimensiones

PI-0.7 Variante de

Camino

Pórtico Gálibo Horiz.: 8,0 m

SGR y GR Directa


Cota; La mínima Coef. Sismicidad; C = 1,00

Agresividad Qa

PI-2.0 Paso de LAV

sobre carreteras OU-0516

Pórtico Gálibo Horiz.: 14,0 m

CEDF y SGR

Directa


Cota; mayor de 2,0 m de profundidad


PI-7.0 Paso inferior de

camino

Marco cerrado Gálibo Horiz.: 8,0 m

APL y GR Directa (Losa)

Cota: La mínima Coef. Sismicidad; C = 1,00

Agresividad Qa

PI-7.8 Reposición Camino de Santiago

Marco abovedado

(mina) Gálibo Horiz.: 4,0 m

SGRODE y GRODE

Excavación en Mina

-

OD-0.59 Cruce sobre

arroyo Taboadela

Marco cerrado Gálibo Horiz.: 8,0 m

QFV y SGR Directa (Losa)

Cota: La mínima Coef. Sismicidad; C = 1,10

Agresividad Qa

Túneles Artificiales

Túnel de Rante

Túneles Artificiales Bóveda

Boca Sur; GRODE y

ZBH

Boca Norte;GR

Directa

Presión máxima admisible: Boca Sur; 0,45 MPa

Boca Norte; 0,60 MPa Cota; La mínima

Coef. Sismicidad;

Boca Sur; 1,20 Boca Norte; 1,00 Agresividad Qa

Salidas de Emergencia

Números 1 y 3 Túneles Artificiales Bóveda GRODE Directa


Cota; La mínima


Salida de Emergencia Número 2

Túneles Artificiales Bóveda EP y SEP Directa


Cota; La mínima


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ANEJO Nº 6. GEOTÉCNIA