Procedimiento normativo vigente para el diseño de los sistemas de estabilización de taludes anclados compuestos por paramentos flexibles de acero de altas prestaciones

Se han instalado cientos de miles de metros cuadrados de membranas (el término membrana se emplea para denominar de forma genérica mallas de alambre y redes de cable de acero que componen el paramento en los sistemas flexibles de estabilización) aplicadas, sin criterio alguno, emplazadas tanto por defecto como por exceso [21].

Muchas veces la entidad responsable de la obra, con buenas intenciones, acepta malas soluciones basadas en criterios puramente económicos, ya que con el presupuesto disponible puede cubrir áreas más extensas. El tiempo demuestra que, algunas de estas obras además de ser peligrosas, en realidad son muy caras.

Un sistema de estabilización del terreno adecuado es un conjunto de elementos formado por una membrana flexible de acero de elevada resistencia, capaz de distribuir esfuerzos generados a un conjunto de anclajes sujetos a la zona interior estable del terreno [20, 21]. Para normalizar el empleo de los sistemas de estabilización a nivel europeo, se ha creado un Documento de Evaluación Europeo [DEE 230025-00-0106] que no es más que un instrumento regulador, que permite contribuir con la toma de decisiones acertadas a la hora de seleccionar soluciones, establecer criterios técnicos robustos y propiciar que las autoridades competentes hagan suyo el rigor que la metodología conlleva y con ello contribuir al incremento en el coeficiente de seguridad.

El objetivo de este trabajo es facilitar a los profesionales implicados la comprensión de su contenido. Todas las propiedades descritas han de ser evaluadas en laboratorio y corroboradas como sistema mediante ensayos a escala natural (1:1). De forma adicional se analiza la necesidad de considerar los ambientes corrosivos en aras de garantizar la adecuada vida útil.

1.1. Homogeneidad, geometría y calidad del acero

La homogeneidad de la membrana es sumamente importante, su composición deberá ser tal que se puedan alcanzar los mismos valores resistentes en toda su superficie, estará constituida por elementos de una misma resistencia o calidad, así como compatibles a nivel deformacional (fig.1).

En caso de estar compuestas por varios elementos (membranas híbridas), la resistencia de toda la membrana estará limitada a la resistencia del elemento más débil. La membrana apropiada a utilizar dentro de un sistema, además de ser homogénea, se recomienda sea de alambre de acero de alta resistencia (f_t >1770MPa) y preferentemente de geometría romboidal, con el objetivo fundamental de minimizar la deformación durante su funcionamiento.

Es cierto que una forma muy apropiada de caracterizar un sistema parte de la experimentación. La mayoría de las propiedades resistentes de los elementos sujetos a análisis, son físicamente comprensibles y matemáticamente calculables. A continuación, se revisan algunas de estas propiedades y se comparan los cálculos teóricos o estimaciones con los resultados de los ensayos, y en algún caso con los valores publicados por los fabricantes, no coincide (motivado por las diferencias entre los aparatos de ensayo, así como los sistemas de sujeción o tipo, granulometría, propiedades y grado de compactación del material de relleno utilizado).

1.2. Resistencia a punzonamiento con soporte de una capa de suelo debajo de la membrana

La resistencia al punzonado de los sistemas flexibles compuestos por membranas de acero está asociada a la capacidad del conjunto de soportar una carga concentrada en un punto alrededor de la cabeza de anclaje. Cualquier membrana de acero tiene una resistencia al punzonamiento limitada, que depende de la calidad del acero que la compone y de la geometría, tanto de la membrana como de la placa de reparto, que es realmente el elemento punzante.

Para geometrías de membrana similares, es evidente que lo que más interesa es el diámetro del cable o alambre y sobre todo el tipo de acero f_t (calidad). Es sencillamente imposible desde el punto de vista físico, alcanzar valores mayores de resistencia al punzonamiento con membranas, compuestas por alambres de acero de media y baja resistencia, en comparación con las mallas fabricadas de alambre de acero de alta resistencia. La capacidad del sistema (soporte o presión), estará marcada por el cociente de este valor y el área entre anclajes.

Para evaluar la resistencia al punzonamiento, se utiliza el aparato de ensayo que se describe en el Anexo D del DEE 230025-00-0106 [15] y consiste en un recipiente (tanque) cilíndrico de acero que se llena con suelo (figs. 2 y 3 - Geobrugg AG (2004) TÜV Rheinland, LGA Nürnberg. Alemania). Con el fin de homogeneizar los resultados se recomienda el empleo de una grava arenosa GP (pobremente graduada: el tamaño recomendado de la grava arenosa es 0-32mm, aunque algunos fabricantes han realizado el ensayo con grava arenosa 0-16mm) moderadamente compactada en tres capas.

Este contenedor de acero lleno de suelo está enmarcado por un soporte rígido fabricado de cuatro vigas de acero de 200 cm x 200 cm (por ejemplo, perfiles HEA unidos por rigidizadores soldados a la superficie exterior del contenedor). La membrana ensayada se sujeta al marco rígido. En el centro del contenedor se encuentra el anclaje sobre el cual se ejerce la tensión mediante un cilindro hidráulico. La placa de reparto y, en consecuencia, la membrana, se presionan sobre el suelo y se introducen en él, hasta conseguir el fallo.

La carga y correspondiente desplazamiento vertical se registrarán durante el ensayo [8]. El dispositivo de medición de la carga deberá ser calibrado periódicamente. El estudio para determinar la resistencia a punzonamiento se realiza en dos etapas:

1. Ensayo sin membrana (suelo + placa)
2. Ensayo de todo el conjunto, incluida la membrana (suelo + membrana + placa)

Para determinar el efecto de soporte de la placa de reparto del sistema sobre el sustrato utilizado, la placa de reparto se presiona mediante un cilindro hidráulico, sin participación de la membrana, sobre suelo hasta que se produce el fallo a cortante, con la correspondiente solicitación vertical que es transmitida directamente al sustrato por la placa de reparto. Luego se realiza un ensayo similar, pero con la inclusión de la membrana se consigue aumentar la solicitación vertical en un determinado valor, este aumento se produce hasta que el sustrato falle a cortante. La diferencia se transmite sobre la membrana hacia el suelo. El valor de resistencia a punzonamiento es la diferencia entre los resultados de ambos ensayos.

A continuación, se muestran los valores resultantes de los ensayos de laboratorio (tablas 1-4) realizados a las principales membranas romboidales de alambre de acero de alta resistencia y cable espiral.

En la figura 4 se resumen los resultados de laboratorio sobre la capacidad de carga del material de relleno (grava arenosa GP de tamaño 0-32 mm moderadamente compactada en tres capas), frente a tres tamaños de placa de reparto romboidales (P25 [66], P33 y P66 [39]).

Este ensayo se realiza sobre el mismo dispositivo anterior, pero esta vez incluida la membrana. La diferencia entre los valores es la resistencia a punzonamiento D_{R lab}. En la figura 5 se muestran los resultados de los ensayos (dos muestras por combinación membrana + placa).

La primera parte de las curvas corresponde a la compresión contra el suelo de la membrana de alambre de acero de alta resistencia. La segunda sección corresponde a la deformación elástica del suelo de cimentación. La parte restante de las curvas se corresponde con el movimiento del suelo a lo largo de las superficies de fallo, hasta que se produce la rotura de la membrana de alambre de acero de alta resistencia [8].

Para poder hacer un análisis comparativo consistente entre las diferentes membranas que se fabrican actualmente, lo más recomendable -siguiendo el EAD, el documento normativo de referencia [15]- es realizar ensayos de campo a escala natural (1:1) donde sea posible evaluar efectivamente la influencia de la resistencia al punzonamiento de la membrana en cuestión, en el comportamiento del sistema de estabilización de taludes (fig. 6).

Para el diseño, el valor considerado es P_R [8, 9], y se supone que es la mitad (2) de la resistencia al punzonamiento DR ya que en el terreno la carga no es normal a la placa, sino que se cargará la parte superior de la conexión como se muestra en figura 7.

En la figura 7 se ve la configuración que muestra la inestabilidad tipo y explica dónde se concentra la solicitación a cortante, la parte superior de la placa. Obsérvese que los esfuerzos tanto a punzonamiento como a cortante se generan alrededor de la cabeza de los anclajes, tal y como se ha explicado.

Fig. 7. Resistencia P_R concentrada en la parte superior de la placa de reparto.

1.3. Resistencia a tracción directa y deformación

El ensayo a tracción directa se debe llevar a cabo en un bastidor que se describe en detalle en el anexo B de la norma DEE 230025-00-0106 [2, 9, 15, 21]. Es muy importante controlar las dimensiones de la muestra, las proporciones, robustez y movilidad del sistema de sujeción de la membrana a las vigas de tracción del bastidor, para garantizar veracidad en los resultados.

El valor de la resistencia a tracción se puede evaluar según la expresión:

donde:

z_{k calc}: resistencia a tracción directa de la membrana, [kN/m]

Nwire: número de puntos de contacto por metro lineal (alambres)

N_rope: número de puntos de contacto por metro lineal (cables)

T_wire: resistencia a tracción de un alambre, [kN]

T_rope: carga de rotura mínima de un cable, [kN]

F_k: actor de reducción de la resistencia (sujeción perimetral)

Al igual que para las propiedades anteriores -resistencia a la perforación o al punzonamiento-, el valor de resistencia a tracción directa obtenido a partir de la ecuación (3) es también consistente desde el punto de vista matemático, y describe perfectamente el ensayo de laboratorio. Aunque en el caso de los productos híbridos, el comportamiento tenso-deformacional de los dos componentes es completamente diferente, y sumar resistencias no describe de forma acertada la realidad. Las mallas de la fig. 8 son de geometría romboidal, composición homogénea y alta resistencia. En particular las fabricadas de acero inoxidable marino (acero dúplex austenítico-ferrítico-cromo-níquel-molibdeno (también UNS S31803 (2205)/ X2CrNiMoN22-5-3) (EN 1.4462 AISI 318) [14] tienen un valor de ft ligeramente inferior (1650MPa).

Los valores calculados por la expresión (3), difieren entre 5 y 6% de los que resultan del ensayo. En todos los casos los valores publicados, son menores que los obtenidos tanto en laboratorio, como los calculados matemáticamente. En este tipo de membranas los valores de elongación relativa d en ningún caso superan el 6%, es decir clase A según normativa [15].

Los valores medios graficados en la figura 8 son coherentes desde el punto de vista de la respuesta tenso-deformacional, en general se puede destacar como muy positivo el bajo nivel de elongación relativa δ. En el caso de las redes de cable espiral también romboidales y homogéneas, compuestas por un solo cordón de 3 alambres de alta resistencia, se puede observar que los valores calculados están también en el entorno de los de laboratorio, la dispersión entre los resultados no supera el 4%.

El análisis del comportamiento de las mallas híbridas, ante los esfuerzos a tracción directa, es similar al realizado para los productos anteriores. En la fig. 9 se muestran los valores calculados según (3) y resultados de laboratorio para 2 de las 3 mallas.

En relación con los valores publicados para esta membrana (8x100/2,7+8@0300) en algunos documentos el fabricante declara 184kN/m como valor de la resistencia a tracción [27]. Este incremento se debe, a que se han considerado 3,33 cables por metro lineal, en vez de 3 cables por metro lineal (1/3 = 3,33). Resulta evidente que físicamente en un metro lineal de malla, solo puede haber 3 cables, si están espaciados a 30 cm; bajo el primer supuesto incorrecto quedaría:

z_k = (3,33. 40,7) + (49) = 184,5kN/m; justo el valor declarado por el fabricante.

1.3.1. Caso deformacional específico de la red de anillos

Aunque sus valores de resistencia pudiesen llegar a ser elevados, no se recomiendan. Estas redes están, si cabe, un paso por detrás de las membranas cuadradas, a nivel deformacional. Las redes ASM 6:1, el paso intermedio antes de convertirse en un paralelógono hexagonal, es un hexágono regular, que presuntamente se deforma menos. Sin embargo, en el proceso de puesta en servicio, hasta que el ancho del hexágono se reduce un 50%, la elongación es mucho mayor, que para la red anular ASM 4:1 (fig. 10).

1.4. Resistencia a los esfuerzos paralelos al talud (desgarradura)

Se han considerado varios mecanismos de rotura en la investigación de inestabilidades locales [5, 8, 9]. Se supone que los bloques inestables se desplazan cuesta abajo respecto a la membrana. Por este movimiento relativo y como la membrana se sujeta al anclaje con ayuda de las placas de reparto, se producen solicitaciones tangenciales paralelas al talud, en la misma dirección, pero en sentido opuesto, sobre el plano de la propia membrana (plano del talud). La membrana debe ser capaz de transmitir esta solicitación ZR con cierto coeficiente de seguridad sobre el anclaje ubicado inmediatamente encima del mecanismo de fallo (fig. 11).

La configuración de este ensayo se desarrolló con la supervisión de entidades especializadas de reconocido prestigio (TÜV Rheinland, LGA Nürnberg, Alemania y en coordinación Rüegger + Flum AG, Suiza). El concepto, los ensayos y el análisis de los resultados deben ser totalmente independientes y se realizarán de forma totalmente externa. En consecuencia, se puede garantizar que todos los resultados de los ensayos estén totalmente aprobados y certificados. Con esta configuración, ha sido posible analizar varias membranas y establecer los valores correspondientes a las fuerzas máximas admisibles para cada una.

El aparato de ensayo consiste en un contenedor de metal que se fija rígidamente a dos perfiles en U fijos y en un marco cuadrado de acero en el que se sujeta la membrana objeto de ensayo. El contenedor de metal se rellena con suelo hasta que la superficie del relleno esté al ras con el borde superior del mismo (el relleno de suelo recomendado es también una grava GP mal graduada (0-32mm) moderadamente compactada). Se coloca un anclaje en el centro y la membrana a ensayar se sujeta mediante una placa de reparto que presiona el sustrato de relleno. El dispositivo de tensión tira de dos soportes sujetos al marco. Las fuerzas aplicadas a los soportes del marco y, por lo tanto a la malla, se transmiten localmente a la cabeza del anclaje. La figura 12 describe el principio general de la configuración para la transmisión de fuerza tangencial de desgarradura Z_R.

En las Tablas 5 y 6 se resumen los resultados de este ensayo Z_{R lab} para diferentes membranas romboidales de alta resistencia, así como los valores de Z_{R pub} que se utilizan en el dimensionamiento.

Cabe destacar que la resistencia a la desgarradura es uno de los parámetros más deficitarios en las membranas híbridas disponibles en el mercado; para estas membranas, este valor es mínimo y en la práctica se reduce a la resistencia a la tracción de un solo alambre de la malla hexagonal del conjunto. Esto demuestra una vez más la necesidad de utilizar membranas flexibles homogéneas con el mismo valor de resistencia en toda su superficie. La adición de cables de refuerzo vertical (membrana híbrida) no influye en el control de fuerzas paralelas a la superficie del talud, que se generan cuando se produce la inestabilidad. La siguiente sección muestra un ejemplo de un ensayo a escala natural (1:1), que explica claramente lo que sucede con esta propiedad, usando una simple analogía.

Desafortunadamente, salvo raras excepciones, los fabricantes de estos productos no han llevado a cabo ensayos de laboratorio debidamente supervisados. Lo cierto es que esta propiedad -básica a nivel de dimensionamiento- es también deficitaria en las membranas de acero de baja a media resistencia, por lo tanto, es muy recomendable considerar este parámetro a la hora de llevar a cabo el proceso de dimensionamiento de una solución flexible, como las que se están tratando.

A continuación, se presenta un gráfico resumen (fig. 13) de las propiedades resistentes de cada membrana de alta resistencia, con su correspondiente placa de distribución de cargas.

Fig. 13. Resistencia a desgarradura Z_{R lab}, para algunas membranas romboidales de acero de alta resistencia.

1.5. Importancia de los elementos de conexión en la transmisión de las cargas

Un solo rollo de membrana o un simple panel de forma individual son casi irrelevantes a la hora de estabilizar un talud o ladera. Tal y como se ha expresado, cuando se habla de un diseño racional se trata de que todos los componentes del sistema trabajen al unísono y con un coeficiente de seguridad similar. Por lo tanto, resulta de gran importancia que los paneles de membrana individuales se puedan combinar entre sí por medios simples, para garantizar el funcionamiento de una estructura de membrana uniforme en toda el área. Es técnicamente muy importante que esta conexión transfiera el 100% de las solicitaciones, se consiga de forma segura y, desde el punto de vista de la instalación, se pueda aplicar de forma rápida y segura.

1.6. Verificación de las propiedades resistentes de la placa de reparto

La resistencia a flexión de la placa será uno de los parámetros a considerar en el diseño apropiado de un sistema de estabilización. El ensayo a flexión se llevará a cabo sobre la dirección longitudinal de la placa de reparto. La muestra se coloca sobre dos soportes a una distancia establecida y se carga al centro, a una velocidad constante hasta que la placa falla. Para este ensayo se utilizará una máquina universal de ensayos. El rango de medición debe ajustarse a la carga esperada. El momento flector máximo en el centro de la placa de reparto Ms, p se calculará para la disposición de ensayo [8].

1.7. Posibilidades de empleo de vigas flexibles para el refuerzo horizontal

En caso necesario se pueden añadir vigas flexibles de refuerzo horizontal entre las cabezas de los anclajes para aprovechar la resistencia a la tracción directa de las membranas e incrementar su capacidad portante. Estas vigas estarán compuestas por pares de cables de alma metálica. Su dimensionamiento está condicionado por el diámetro-resistencia de la armadura de anclaje, pues su función colabora con la transmisión de las solicitaciones hacia los mismos (4, 5). Por lo tanto, deben ser capaces de trasmitir toda la tensión que se genera en la cabeza del anclaje [21, 32].

donde:

T_req: solicitación a tensión requerida para el cable de refuerzo, [kN]

T_b: carga de trabajo-servicio del anclaje permanente [kN]

λ: ángulo de rotura resultante de ensayos en laboratorio [≈ 20º-30º]

Los valores de resistencia a tracción en límite elástico T_le se pueden calcular a partir de la geometría y la calidad del acero de la armadura, la expresión de cálculo básica (6) es:

r: radio efectivo de la barra de armadura del anclaje, [mm]

f_t: calidad el acero, [MPa]

Entre 2012 y 2014 se realizaron más de 30 ensayos a escala natural (1:1). Tras comprobar el funcionamiento del dispositivo, se pasó a experimentar las interacciones entre los anclajes y las membranas de acero, que se colocaron en diferentes disposiciones y configuraciones [6, 18, 25, 33, 34, 35]. La variación de la distancia entre los anclajes y los materiales del suelo de relleno permitió analizar detalladamente la capacidad de carga de los distintos sistemas.

El dispositivo de ensayo [4, 9] consistió en un talud artificial representado por un marco de acero inclinable (12 × 10 × 1,2 m), que podía elevarse por un lado con una grúa de 500 t para simular el ángulo del talud. Se eligieron dos materiales con diferentes propiedades. El primer suelo es una grava mal graduada (GP) y de granos redondos 16-32 mm y fricción interna 33º. El segundo suelo es una grava mal graduada con limo con tamaño 0-63 mm, y fricción interna de 38º. La armadura de los anclajes empleados en el ensayo estaba compuesta por barras de acero roscadas (ø 28-32 mm), cubiertas por un tubo de PVC corrugado (ø 100 mm) e inyectadas. Los esfuerzos medidos en los anclajes fueron muy similares, comparando todos aquellos en los que se colocaron galgas extensométricas.

2.1. Verificación del método de dimensionamiento

El concepto de dimensionamiento [5, 8, 9] se desarrolló a partir de la experiencia y de un conjunto de ensayos de laboratorios a componentes específicos. Para corroborar la validez de las hipótesis del sistema, es necesario hacer un análisis retrospectivo y comparar lo que ocurre entre el modelo matemático y el modelo a escala natural. Con este fin, se utilizan los resultados del ensayo 11, en el que se utilizó una malla de acero G65/3 con placas de reparto tipo P33 y pernos de anclaje tipo GEWI 32 mm, patrón de anclajes de 3,5 × 3,5 m, y material de relleno grava arenosa (0-63 mm). Los primeros movimientos superficiales se observan a una inclinación de α=53° (fig. 14 izquierda). La perforación de la malla alrededor de los anclajes (punzonamiento) se produce para α=80° (fig. 14 derecha).

Fig. 14. Ensayo 11 membrana G65/3 + P33, patrón 3,5 × 3,5 m, grava arenosa 0–63 mm (mov. inicial α=53° y rotura α=80°).

Si el sistema flexible de estabilización de taludes utilizado en la serie 11 se evalúa en el modelo matemático, empleando el Eurocódigo 7 que recomienda factores de seguridad parciales: para el ángulo de fricción y la cohesión 1,25 y por incertidumbre en el modelo 1,10 el resultado es que la inclinación máxima posible del talud es de a=50°. Luego este cálculo retrospectivo encaja con el resultado del ensayo (movimientos superficiales). Si se fijan todos los factores de seguridad parciales en 1,00, se establece que el radio del cono de presión es ξ= 0,30 m, se aprovecha al máximo la capacidad de carga de la malla, aplicando una precarga de 30kN, la rotura se produce a una inclinación del bastidor de α = 76°, lo cual también concuerda muy bien con el resultado práctico del ensayo.

2.2. Membranas híbridas o heterogéneas

Se ensayaron además, mallas hexagonales de acero de baja resistencia e híbridas y mallas pesadas de simple torsión cuadradas. Dependiendo de la geometría de la malla, la homogeneidad y la calidad del acero, se observaron diferencias significativas en la capacidad de carga. La figura 15 izquierda muestra un detalle de zona alrededor del anclaje para una membrana híbrida 80x100/2,7+8@0300, rota con una placa cuadrada (24 cm con las esquinas dobladas). Como material de relleno se utilizó grava redonda de 16-32 mm, con un patrón de anclajes de 3,5 x 3,5 m. Como muestra el análisis del escáner láser, sólo es posible transmitir las solicitaciones entre anclajes (domina la verticalidad). Se observa una concentración de la carga y mayores desplazamientos en la zona de la base del talud (0,70 m).

El fallo inicial se produce por el elemento más débil la malla hexagonal de triple torsión de f_t 500MPa, luego se pone en tensión el cable vertical de 8 mm de f_t 1770MPa y cuando alcanza su valor de rotura (40,7kN) se produce el fallo total del sistema. En la medida que se inclina el bastidor, la rotura alrededor de las cabezas de los anclajes se agudiza, hasta que se produce el fallo generalizado, antes de llegar α = 70º. Las membranas híbridas no cumplen la función que se les exige, para ser parte de sistema flexible para la estabilización de taludes.

3.1. Ambientes corrosivos. Vida útil de las membranas

La efectividad de estos recubrimientos no es la misma en todos los casos, su grado de eficiencia y por ende su contribución con el incremento de la vida útil de las membranas, está en relación con el ambiente corrosivo al cual se encuentren expuestos, según la norma UNE-EN ISO 12944-2:2018. Según la norma UNE-EN 10244-4: 2010 las clases que comienzan con letra A, se refieren a recubrimientos gruesos (empleados como capa final) mientras las que terminan con B se refieren a clase obtenidas por recubrimiento inicial y posterior trefilado (operación de conformación en frio, que consiste en la reducción de la sección del alambre haciéndolo pasar a través de un orificio cónico de un mandril, en este proceso se aumenta su resistencia y mejoran sus características mecánicas). Es decir, clase A trefilado → recubrimiento, clase B recubrimiento → trefilado. Si bien es cierto que la citada norma -considerando un mismo diámetro de alambre- en la clase A exige espesores mayores, también es verdad que los resultados obtenidos para la clase B son excelentes, en tanto en cuanto, sin discusión el acabado de la superficie es más liso y estable a nivel corrosivo.

A partir de los valores de índice de corrosión r_corr establecidos por la normativa ISO 14713-1:2017 en función del ambiente corrosivo, para el recubrimiento galvánico (Zn¹⁰⁰), y con ayuda de los resultados de los ensayos a niebla salina se han extrapolado los valores de r_corr para la aleación de Zn⁹⁵Al⁵ y con ello se ha preparado un ábaco (fig. 16) que responde de forma aproximada a la pregunta: ¿cuál es la vida útil esperada considerando la pérdida de espesor de recubrimiento [g/m²] para un ambiente corrosivo determinado?

Fig. 16. Estimación de la vida útil del alambre de acero considerando la pérdida de recubrimiento, para diversos ambientes corrosivos, para recubrimientos al Zn⁹⁵Al⁵.

Por ejemplo, según el fabricante, como regla general los alambres de acero de diámetro 3 mm de alta resistencia, cuyo recubrimiento nominal mínimo al Zn⁹⁵Al⁵ clase B regulado es de 135g/m², mientras el declarado es de 150g/m², aunque en realidad se alcanza un valor medio efectivo de cobertura de hasta 216g/m² (fig. 11). Esto implica que se puede esperar una vida útil de más de 144 años en ambientes C2, más de 72 años en C3, entre 36 y 72 años en ambientes C4 y entre 18 y 36 años en ambientes C5, mientras que para ambientes CX la vida útil estimada podría ser inferior a 6 años.

Además, es sumamente importante tener en consideración las condiciones del terreno, la presencia de agua ácida. En terrenos en los que el valor de pH es menor de 4,5 hay que prestar especial interés y cuando es inferior a 3 la corrosión se puede acelerar de forma exponencial, sea cual fuere el espesor o tipo de recubrimiento. Se ha demostrado además que, para los ambientes de corrosividad alta ≥ C4 o suelos con pH ≤ 3, los recubrimientos de plástico, politereftalato o poliméricos no son la solución al problema de la corrosión (fig. 17).

Desafortunadamente los métodos de ensayo de abrasión somera que se realizan a las coberturas poliméricas, según UNE-EN 60229 están realmente diseñados para cables eléctricos, no son atinados. De lejos, su función no se corresponde con la que realizan las membranas de acero, dentro de los sistemas de estabilización de taludes.

3.2. Importancia de la tecnología de fabricación de las membranas

Las mallas de simple torsión de baja y media resistencia se fabrican usando la tecnología tradicional de tejido, tal y como se muestra en la figura 18 [36]. Algún fabricante realiza un proceso de supuesto estiramiento posterior a la conformación de las espiras, intentando aplanarlas [38], sin mucho éxito.

¿Qué ocurre con la corrosión y el método tradicional de tejido? Aunque el espesor de capa aplicado al alambre sea grueso, durante la fabricación de la malla e incluso durante su presunto 'pretensado', se producen ralladuras o pérdidas del recubrimiento debido al contacto entre alambres o al rozamiento del útil de torsión de la máquina (fig. 19). Este problema de fabricación trae consigo una inmediata pérdida de protección contra la corrosión y el desplome de la vida útil de la membrana. Resultados de laboratorio siguiendo la norma UNE-EN ISO 9227:2017 demuestran que el inicio del proceso corrosivo (aparición del 5% de óxido marrón oscuro) ocurre en estos puntos más débiles.

Concluido el repaso sobre las principales propiedades resistentes, que permiten caracterizar tanto a las membranas como al resto de los componentes básicos que integran un sistema flexible de estabilización de taludes, -haciendo analogías teóricas, revisando algunos resultados de laboratorio e información publicada- se evidencia la necesidad de realizar ensayos debidamente estandarizados a los componentes individuales y lo más importante, es imprescindible corroborar de forma fehaciente la capacidad de los sistemas completos, a partir de la realización de ensayos a escala natural (1:1), justamente como recomienda el documento regulador.

La comprensión de cada uno de estos ensayos facilita sin dida la aplicación práctica de la normativa. Este artículo es un breve resumen del libro 'Necesidad de utilizar un procedimiento estandarizado, para el diseño de los sistemas anclados para estabilización de taludes, compuestos por revestimientos flexibles de altas prestaciones. Documento de Evaluación Europeo (DEE 230025-00-0106)', publicado por los autores en 2022, cuya versión en idioma inglés estará disponible en muy breve.

Referencias bibliográficas

[1] Álvarez R. (2009) Contrastación de resultados de ensayos de tracción de mallas metálicas de estabilización de taludes y fortificación de túneles en condiciones simuladas de instalación. DICTUC Pontificia Universidad Católica de Chile

[2] ASTM A975 (2021) Standard Specification for Double-Twisted Hexagonal Mesh Gabions and Revet Mattresses (Metallic-Coated Steel Wire or Metallic-Coated Steel Wire with Poly (Vinyl Chloride) (PVC) Coating), American Society for Testing and Materials, USA

[3] Ávila, J. y Genescà, J. (1995) Corrosión en suelos. Fondo de Cultura Económica. México

[4] Baraniak, P. (2015) Full scale test of flexible facing in combination with nailing. Geo- Summit 2015 Geobrugg. Switzerland

[5] Baremo GmbH (2010) Example for high tensile steel wire test series. Romanshorn, Switzerland

[6] Bekaert-Inchalam (2020) Características Técnicas Mallas Talud MT. Chile.

[7] Bucher, R., Wendeler, C. and Baraniak, P. (2016) New results of large-scale testing of high-tensile steel meshes and soil nails for slope stabilisation and validation of modelling software. APSSIM. First Asia Pacific Slope Stability in Mining Conference. Brisbane. Australia

[8] Cala M., Flum D., Rüegger R., Roduner A. and Wartmann S. (2012) Tecco® Slope Stabilization System and RUVOLUM® Dimensioning Method. Romanshorn. Switzerland

[9] Cala M., Stolz M., Baraniak, P. & Roduner A. (2013). Large scale field tests for slope stabilizations made with flexible facings. Proceedings of Eurock 2013 Wroclaw, 23-26 Rotterdam: Balkema. Holland

[10] Castro D. (2010) Estudio y análisis de las membranas flexibles como elemento de soporte para la estabilización de taludes y laderas de suelos y/o materiales sueltos. Santander. España

[11] Chengqing L., Shuai T, Chengjie X., Jingjin Y. (2018) Study on Mechanical Properties and Dissipation Capacity of Ring Net in Passive Rockfall Barriers. Natural Hazard and Earth System Science. EGU. EU

[12] CIRIA C637 (2005) Soil Nailing-Best practices Guidance. London.UK

[13] Cong X., Dwayne D. (2016) Discrete element modelling of steel wire mesh and rockbolt plate. Ground Support 2016, Luleå, Sweden

[14] DIN EN 10088-3 (2014) Stainless steels - Part 3: Technical delivery conditions for semi-finished products, bars, rods, wire, sections, and bright products of corrosion resisting steels for general purposes. EU

[15] EOTA (2016) Flexible facing systems for slope stabilization and rock protection. EAD230025-00-0106. EU

[16] ETA 17/0947 (2017) Certification RXE-10000 according to the EAD-340059-00-0106-2018 Falling rock protection kits. EOTA. EU

[17] ETA 19/0314 (2020) Slope Stabilisation System Sigma 50/3.2. Flexible facing systems for slope stabilization and rock protection. EOTA. EU

[18] Gröner E. and Roduner A. (2018) Slope stabilisation and erosion protection in a single operation. Ground Engineering. Arup Database. UK

[19] ISO 17746 (2016) Steel wire rope net panels and rolls - definitions and specifications

[20] Luis-Fonseca R. (1995) Desarrollo de nuevos sistemas de protección de taludes y laderas rocosas, pantallas dinámicas, Tesis Doctoral Universidad de Cantabria, Santander, España

[21] Luis-Fonseca R. (2010) Aplicación de membranas flexibles para la prevención de riesgos naturales. Ed. Ropero. Madrid. España.

[22] Luis-Fonseca R., Laguna L., Raïmat C., Otegui G., Prieto J., y Beirão A. (2008) Análisis comparativo entre los sistemas compuestos por membranas flexibles de alambre y cable de acero. Malla de alambres Tecco® frente a la red de cables. Perfohinca. Madrid. España

[23] Luis-Fonseca R., Prieto J., Raïmat C. y Sanz A. (2011) Efecto negativo del empleo de redes ASM de anillos de alambre de acero en la estabilización de taludes. Ingeopres 184. Madrid. España

[24] Luis-Fonseca, R. (2018) Sistema de estabilización de taludes. Tecco®- Spider®. Lorca. Murcia. España

[25] Luis-Fonseca, R. y Díaz G. (2020) Results of large-scale testing of high-tensile steel meshes and soil nails for ground surface support and validation of modelling software. SCG-XIII International Symposium on Landslides. Cartagena, Colombia

[26] Luis-Fonseca, R. y Roduner, A. (2022) Necesidad de utilizar un procedimiento estandarizado, para el diseño de los sistemas anclados para estabilización de taludes, compuestos por revestimientos flexibles de altas prestaciones. DEE 230025-00-0106. Ropero, Madrid 2022

[27] Majoral R. y Coll J. (2017) Las mallas para taludes y las nuevas normas internacionales. Taludes 2017. Santander, España

[28] Paredes, H. (2018) Coating solutions for active corrosion resistance. Bekaert. Brussels. Belgium.

[29] Parrilla A., Crespo P., Ortega M., Estaire J., Perucho A., Bernal A. y Pérez A. (2019) Guía para el proyecto de cimentaciones en obras de carretera con Eurocódigo 7: Bases del proyecto geotécnico. Ministerio de Fomento. Madrid. España

[30] Pola A., Tocci M., and Godwin F. (2020) Review of microstructures and properties of Zinc alloys. Metals, Italy.

[31] Prieto J., Luis-Fonseca R., Fernández R. & Fernández M. (2014) Dimensioning of a flexible system for the stabilization of a landslide on the access road to Cotobello (Aller, Asturias). Eurock2014. Vigo. España

[32] Roduner A. (2019). Tecco® Slope Stabilization System. Summary of Published Technical Papers 1998 – 2019. Romanshorn, Switzerland.

[33] Rüegger R., Flum D. & Haller B. (2000). Hochfeste Ge?echte aus Stahldraht für die Ober?ächensicherung in Kombination mit Vernagelungen und Verankerungen. 2nd “Building in Soil and Cliffs” colloquium at the Technical Academy of Esslingen, Germany

[34] Rüegger, R.and Flum, D. (2006) Anforderungen an flexible Böschungsstabili-sierungssysteme bei der Anwendung in Boden und Fels. Technische Akademie Esslingen, Beitrag für 4. Kolloquium “Bauen in Boden und Fels”, Germany

[35] Sorg M. (2020) Cyclic Corrosion test of different mesh simples. WITg. Switzerland

[36] Souza R. (2016) Maquina tela de alambrado STDFA. São José dos Campos. Brasil

[37] SpenaX SC50 (2012) Maintenance and Tool Operating Manual. Stanley Fastening System

[38] Torres J. y Llano M. (2017) Análisis comparativo de las características mecánicas de diferentes membranas flexibles y la validación de los niveles de soporte ofrecidos para su empleo en sistemas flexibles de estabilización de taludes. IX Simposio Taludes. Santander. España

[39] TS (2020) Technische Dokumentation Verankerte Böschungssicherungssysteme. Salzburg, Österreich