Dimensionamiento preliminar de estructura modular monolítica porosa encapsulada en acero inoxidable de alta resistencia para el control de flujos de detritos

Fig. 1 .Simulación del drenaje remanente de la estructura modular encapsulada colmataba tras un evento de flujo de detritos.

El proceso de cálculo parte del establecimiento del equilibrio entre:

• Las presiones hidrostáticas e hidrodinámicas generadas por el flujo de detritos, determinadas en función del volumen, la velocidad, la densidad y la geometría del flujo.
• La capacidad resistente del sistema modular —generalmente un conjunto de elementos permeables tipo “módulo de contención” que trabajan fundamentalmente mediante su peso propio, fricción y trabazón con el terreno— complementado por un factor de seguridad que garantice un comportamiento estable incluso bajo condiciones extremas.

La estimación de las cargas actuantes se basa en formulaciones empíricas ampliamente contrastadas. Estas ecuaciones, propuestas inicialmente por autores como Mitzuyama (1992) [4] y posteriormente Rickenmann (1999) [7], han sido validadas con más de dos décadas de observaciones y proyectos reales, donde se han dimensionado e instalado barreras flexibles de red anular [9] que han funcionado de forma satisfactoria. Gracias a esta extensa base real, hoy es posible disponer de modelos atinados para cuantificar la presión ejercida por los frentes de detritos granulares o lodosos, así como para dimensionar soluciones modulares permeables que aseguren la retención o disipación del flujo.

Un aspecto crucial del diseño es que la respuesta estructural del sistema modular no se basa en la rigidez o resistencia de un elemento monolítico, sino en una combinación de:

• permeabilidad
• deformabilidad controlada
• disipación de energía
• y estabilidad por peso propio (con opción de anclado)

Al permitir el paso del agua, las protecciones modulares disminuyen la presión hidrodinámica y reducen el impacto global sobre la estructura, reforzando la estabilidad del conjunto y facilitando la deposición controlada del material en el trasdós.

El dimensionado requiere por tanto una caracterización integral del evento esperado: volumen de aportación, granulometría, pendiente del cauce o talud, morfología del valle y velocidad del frente. Con estas variables es posible determinar el caudal máximo, la altura de flujo y la presión resultante, la cual se comparará con la capacidad resistente del módulo, definida por su densidad efectiva, porosidad, fricción suelo-módulo y geometría elemental de mismo (control de estabilidad). El presente documento sintetiza este proceso de dimensionamiento, proporcionando las expresiones fundamentales, sus rangos de aplicación y los parámetros críticos que deben considerarse para garantizar la eficacia y seguridad en el funcionamiento de una protección modular permeable y flexible frente a flujo de detritos, en ningún caso el método descrito pretende competir con una simulación numérica avanzada.

Si las variables para el dimensionamiento no se conocen directamente, una aproximación útil se realiza mediante una evaluación de ingeniería que incluya análisis retrospectivo o mediante enfoques empíricos precedentes.

Las siguientes variables son geométricamente relevantes para el diseño de la barrera:

Para la estimación de las velocidades presentes, se deben emplear las expresiones empíricas desarrolladas por Mitzuyama [4] para estimar los caudales máximos posibles Q_max durante un evento de flujo de detritos. Dos enfoques según [4] se pueden utilizar para esto: una expresión para frentes de tipo lodoso (1) y otra para frentes granulares (2).

donde V es el volumen determinante del flujo de detritos [m³]. Para conocer otras formas de obtener el caudal máximo consultar [7].

Según Rickenmann [7], la velocidad u_gra que alcanza un flujo de detritos con frente granular se puede estimar mediante (3) (fig. 2):

Fig. 2 Comparación de las velocidades medias observadas para frentes granulares y frentes de agua con las velocidades calculadas en función del caudal máximo y la pendiente del lecho [7] 

La norma japonesa [6,11] sugiere el empleo de la expresión (4) de Manning-Strickler para la determinación de la velocidad u_lod del frente lodoso, empleando un coeficiente de Strickler K_s =1/ n partir del tamaño de roca D₅₀ para la definición de la rugosidad del canal. En un torrente de montaña tipo, los valores de K_s estarán en el rango entre 10 y 20 por ende el valor de n será entre 0,05 y 0,1. Para el dimensionamiento de sistemas flexibles, las dos aproximaciones de cálculo anteriores son suficientes para determinar la velocidad u ya que cubren la mayoría de los eventos con adecuada fiabilidad.

La profundidad h_fl del flujo se calcula utilizando la sección transversal armonizada (fig. 3), el caudal máximo Q_max esperado y la velocidad del flujo u.

Consecuencia de la deposición del material sólido en el trasdós del módulo, se produce un cambio en la pendiente media del cauce S₁, cuyo valor se puede estimar según muestra la figura 4.

donde:

b  ancho medio de la sección transversal [m]

H₀  altura mínima de la protección [m]

La presión equivalente (combinada) esperada en el trasdós de la protección [7, 10] está dada por distribución en superficie de una combinación de cargas hidrostática (primer término) e hidrodinámica (segundo término) según (6):

Estando los valores de C_w entre 0,7 y 1,0 en caso de frentes lodosos, mientras para flujos granulares es mayor C_w≈  2,0 valor conservador [9], siendo 2,5 el máximo [12]. Para estudios preliminares se ha de emplear C_w = 1,5 cuando existan incertidumbres moderadas.

Respecto al proceso de llenado, se pueden suponer dos escenarios (Tabla 1, fig. 5):

Opción 1: Primera fase- flujo de altura h_fl impacta la barrera, ambas cargas (P_hyd hidrostática y ΔP hidrodinámica) actúan en una profundidad h_fl. Segunda fase- la segunda ola empuja al material retenido, que queda debajo y es drenado lentamente, la carga hidrostática P_hyd actúa en una profundidad ≈ 2hfl y la presión dinámica ΔP en una profundidad hf_l. Tercera fase- la ola siguiente vuelve a empujar el material previamente detenido ≈ 2h_fl y la presión dinámica ΔP vuelve a tener una profundidad h_fl, al mismo tiempo, la presión hidrostática P_hyd se extiende sobre 3h_fl.

Opción 2: Primera fase- el flujo de altura hf_l impacta la barrera, ambas cargas (P_hyd hidrostática y ΔP hidrodinámica) actúan en una en una profundidad h_fl. Segunda fase- se empuja el material previamente detenido, aumentando así el nivel de llenado, la carga hidrostática P_hyd actúa en una profundidad h ≈ 2 hf_l, mientras que la presión dinámica ΔP, aunque se distribuye en todo el nivel de llenado h ≈ 2h_fl, se atenía (reduce un 50% debido al material retenido) ΔP/2. Tercera fase- la carga hidrostática P_hyd actúa en una profundidad h ≈ 3hf_l, mientras se distribuye el componente dinámico en todo el nivel de llenado h ≈ 3hf_l por ende se reduce un a un 30% ΔP/3.

El método propuesto no tiene en consideración las oleadas, asume que el llenado se produce en una sola oleada, cubriendo el caso más desfavorable. Luego, la presión equivalente actuante P_total [kPa] resulta de distribuir la carga total F_total entre la altura del fluido hf_l.

Para la determinación de la presión que es capaz de soportar la medida de protección en el trasdós (dimensionado del módulo), es necesario tomar en consideración varios factores [2]:

Es importante dejar claro que la acción exterior (flujo de detritos) es la resultante del análisis del punto 2, mientras que lo que cambia es el peso efectivo resistente de la estructura como consecuencia de su condición hidráulica. La determinación de espesor crítico T_crit (12, 13) del módulo capaz de detener el arrastre producido por la corriente de detritos se realiza a partir del balance entre la presión equivalente actuante por el flujo (6) y la presión estabilizante del módulo resistente según la figura 6 [3]:

A partir de los valores obtenidos se procede al dimensionado del espesor crítico de los módulos que componen la solución, empleando los valores de espesor por defecto empleados en la práctica por el fabricante, en forma escalonada, utilizando los espesores más cercanos a los predeterminados, hasta conseguir la altura o espesor crítico de la estructura a gravedad.

En caso de que el espesor total necesario supere el valor máximo que recomienda la práctica (4 m con escalones de 1,0 - 1,5 m como máximo), la estabilidad de los módulos (equilibrio de fuerzas) se pudiese alcanzar empleando pernos para anclar conjunto modular en la parte superior del talud. En este caso es posible considerar en el dimensionado, la adición de una línea horizontal de anclajes pasivos responsables de absorber los esfuerzos a cortante generados en la superficie de contacto (módulo-terreno), que el peso propio per se pudiese no garantizar, para influir en el término derecho de la expresión (10) obteniendo (14):

Mediante esta expresión se puede determinar la resistencia que ha de aportar el anclaje, en caso necesario. La profundidad de este dependerá de las condiciones de adherencia del terreno de cimentación y de la dimensión de la boca de la batería de perforación.

Además de la comprobación al deslizamiento, la estructura modular debe verificarse frente al vuelco ocasionado por la resultante de las presiones ejercidas por el flujo de detritos. Esta comprobación resulta particularmente importante cuando se emplean módulos de gran altura, cuando existen cargas dinámicas elevadas o cuando el terreno de cimentación presenta pendientes significativas. La metodología se basa en la comparación entre los momentos generados por el flujo y los momentos estabilizantes proporcionados por el peso propio de la estructura. El momento de vuelco por metro lineal de estructura puede estimarse mediante (15). Para la comprobación de vuelco se mantienen por separado las componentes hidrostática e hidrodinámica, asignando a cada una su correspondiente brazo de aplicación:

La posición de F_sta se adopta a un tercio de la altura del flujo, asumiendo una distribución triangular equivalente de presiones. Mientras la parte hidrodinámica suele modelarse como uniforme sobre la altura de impacto.

Por su parte el momento estabilizante debido al peso propio del módulo se obtiene mediante (16):

La condición de estabilidad exige (17):

Siendo recomendable adoptar un factor de seguridad mínimo comprendido entre 1,3 y 1,5 en función de la importancia de la infraestructura protegida y de la incertidumbre asociada al evento de diseño. Se puede usar un factor de seguridad global o parcial, tal y como recomienda el Eurocódigo 7 [14].

Parte de la información aquí plasmada proviene de la experiencia en el dimensionado y empleo de protecciones modulares en la defensa de la costa (control de erosión y socavación), en estos casos sin lugar a duda, el escenario plausible, pasa por la consideración de que los módulos trabajan la mayoría de los casos sumergidos. Sin embargo, en la aplicación contra flujos de detritos en corredores de montaña -objeto de este documento-, las condiciones pudiesen variar de forma ostensible.

Estado seco

Corresponde a la condición previa al impacto del flujo o a situaciones en las que el módulo conserva una elevada capacidad de drenaje y el contenido de agua de los huecos internos es reducido. En esta situación la resistencia está gobernada por el peso seco del relleno y por la ausencia de efectos de flotación. Tanto la resistencia frente al deslizamiento como al vuelco se encuentran gobernadas fundamentalmente por la densidad seca de los materiales de relleno. Este estado resulta representativo de:

• primer impacto del evento
• eventos de corta duración
• estructuras recién construidas
• emplazamientos con drenaje eficiente

Estado saturado

Representa una condición de servicio habitual tras la infiltración completa de agua en los huecos existentes dentro del módulo, manteniéndose todavía la capacidad drenante de la estructura. Se considera que:

• los vacíos se encuentran ocupados por agua
• no existe embalsamiento significativo aguas arriba
• el flujo puede atravesar parcialmente el sistema

Este escenario suele ser el más representativo del comportamiento operativo esperado de una estructura modular permeable sometida a episodios repetidos de lluvia o varios eventos de flujo de detritos durante su vida útil.

Estado sumergido

Se corresponde a una situación extrema en la que la estructura queda completamente rodeada por agua o material muy fluido debido a fenómenos de embalsamiento, colmatación progresiva, acumulación de sedimentos o inundación prolongada. En esta condición:

• el empuje de flotación alcanza su valor máximo
• el peso efectivo del módulo se reduce notablemente
• se obtiene la menor resistencia al deslizamiento

Este estado debe entenderse como una verificación conservadora de seguridad destinada a evaluar la robustez de la solución frente a condiciones excepcionales de funcionamiento.

Luego respondiendo a cuál debe ser el caso de diseño a utilizar, la propuesta de la tabla 2 y figura 7, puede servir de ayuda en el proceso de dimensionado.

En el diseño de estructuras modulares permeables, el estado seco suele estar asociado a la fase inicial de impacto, mientras que el estado saturado representa generalmente la condición de servicio más probable. El estado sumergido constituye una situación límite excepcional utilizada como comprobación de robustez frente a fenómenos de embalsamiento o pérdida de capacidad drenante. El proyectista deberá seleccionar el estado de diseño en función de las condiciones hidráulicas previsibles del emplazamiento y del nivel de conservadurismo requerido. Para estructuras permeables correctamente drenadas, el estado saturado suele representar la condición de diseño más realista, mientras que el estado sumergido constituye una comprobación extrema de robustez.

El método de dimensionamiento presentado en el documento es robusto para estimar presiones combinadas equivalentes de flujo de detritos y dimensionar estructuras modulares permeables tipo TECCO® cell. Sin embargo, su capacidad predictiva está inherentemente limitada por supuestos y simplificaciones. Lo más notable es que el método incorpora modelización dinámica de impacto impulsiva o de corta duración, solo como un incremento en cargas, lo que puede llevar a una subestimación de las cargas pico durante eventos altamente energéticos, alguna experiencia descrita por el Departamento de Ingeniería Civil y Desarrollo del Gobierno de Hong Kong (CEDD), apunta a que los valores de impulso dinámico máximo C_w para Asia pudiesen a alcanzar hasta 2,5 mientras que estudios llevados a cabo en Europa [9] limitan estos valores a 2,0 para flujos granulares (caso más desfavorable), para lodos siempre es inferior a 1. Para soluciones de tipo flexible, la práctica local incluso en Hong Kong suele apoyarse también en las notas de diseño de Kwan & Cheung de 2012, reflejadas en el GEO Technical Guidance Note No. 37 (TGN) [13] o notas de discusión donde para flujos granulares gruesos con bloques mayores, donde se sugiere que de forma genérica un C_W = 2,0 tal y como concluyen los estudios de Wendeler [9]. Hay que señalar que reporte estándar definitivo del CEDD para la formulación del coeficiente hidrodinámico frente a la carga dinámica es el GEO Report 270 [12] y aún fija un valor máximo C_W = 2,5.

El enfoque también simplifica el complejo comportamiento hidro-granular al descuidar los efectos de bloqueo de poros y la degradación de permeabilidad, procesos que pueden influir críticamente tanto en la disipación hidráulica como en la demanda estructural a medida que evoluciona la deposición. Además, la metodología es sensible a escenarios de bloqueo o atasco, que pueden alterar la altura del flujo, la distribución de la carga y el francobordo residual de formas no reflejadas en las ecuaciones analíticas. Finalmente, la suposición común de densidad constante a lo largo de la masa de detritos restringe la aplicabilidad del método a flujos con variabilidad significativa espacial o temporal de densidad, como flujos estratificados, evolutivos o altamente heterogéneos. Estas limitaciones implican que el método debe complementarse con juicio de ingeniería, factores de seguridad conservadores y, cuando sea posible, calibración específica del sitio o evidencia física de eventos de campo anteriores comparables.

7. Ejemplo práctico

La tarea consiste en proteger una tubería de conducción (fig. 8b), que discurre paralela al eje de una carretera y está emplazada cerca del pie del talud (figs. 8c-8d), este corredor de infraestructuras lineales (carreteras, oleoductos, gasoductos y conducciones de agua) está interceptado en varios puntos por pasos de agua intermitentes y largos taludes con material fácilmente movilizable (fig. 8a), que una vez saturado pudiese generar flujos de detritos en condiciones de saturación y desprendimientos rocosos en seco. Para este caso de estudio la combinación de cargas -desprendimientos rocosos de bloque individuales- no está considerada, el desarrollo de los taludes/ laderas, así como las características de la superficie del terreno.

El talud (fig. 8c) está constituido por un material rocoso fuertemente meteorizado con comportamiento coluvial. Se observa una matriz granular de color marrón amarillento formada por arenas, gravas y finos procedentes de la alteración de la roca madre, en la que se encuentran embebidos bloques y fragmentos rocosos de tamaño variable. Los bloques presentan formas predominantemente angulosas, lo que sugiere un transporte limitado y una generación principalmente local. No se identifican afloramientos continuos de roca sana ni discontinuidades estructurales dominantes, por lo que el conjunto parece comportarse como un depósito detrítico o coluvial más que como un macizo rocoso competente. Desde el punto de vista geotécnico, el material es potencialmente susceptible a procesos de erosión superficial, movilización de derrubios y generación de flujos de detritos bajo condiciones de elevada saturación.

7.1. Datos de entrada

7.2. Comprobación de la estabilidad al deslizamiento

Implicaciones clave a considerar relacionadas con el deslizamiento

• Si el espesor disponible/ instalado del módulo es el Ti_nst de la altura del elemento (2,5 m), se adaptaría a condiciones secas y saturadas (2,42 m y 2,09 m), pero no para el caso sumergido (3,89 m). La criticidad, por tanto, depende de si es plausible la inmersión total del módulo durante eventos (sedimentación, aguas abajo, etc.).
• Aproximadamente el 60% de la carga proviene del dominio dinámico; cualquier aumento de velocidad  v o C_w afectará la demanda de resistencia de forma no lineal. Se debe priorizar soluciones con buena capacidad de disipación y absorción de energía. Si existe posibilidad de que los módulos queden sumergidos, el espesor requerido se eleva alrededor de 3,89 m; esto puede alcanzar el espesor disponible (a nivel práctico y por escalones). Si el módulo disponible se encuentra en el entorno de los 2,5 m, serán necesarias medidas adicionales que aumenten la estabilidad.
• El francobordo calculado de 0,625 m es razonable para el evento esperado; sin embargo, es sensible a aumentos de h_fl (debido quizá a un mayor caudal, atascos u oleadas sucesivas).

En cualquier caso, es muy importante valorar y definir el caso de diseño ¿es la inmersión total un escenario plausible?

7.3. Comprobación de la estabilidad al vuelco

Implicaciones clave a considerar relacionadas con el vuelco

• Los resultados siguen el orden esperado desde el punto de vista mecánico:

• Aunque la condición sumergida no satisface la verificación al vuelco (FS_sum = 0,81), este escenario representa una situación extrema asociada a embalsamiento prolongado o pérdida significativa de capacidad drenante. Su consideración resulta útil como comprobación de robustez, pero no necesariamente constituye el caso de diseño más probable.
• No obstante, para escenarios con incrementos de velocidad, mayores alturas de flujo o coeficientes dinámicos elevados (C_w > 2,0) deberá reevaluarse el equilibrio, pudiendo ser necesario aumentar el espesor de los módulos, incorporar escalonamientos o disponer sistemas de anclaje pasivo complementarios.

La experiencia obtenida en estructuras modulares permeables tipo TECCO® cell indica que el estado límite de deslizamiento suele gobernar el dimensionamiento antes que el estado límite de vuelco, para relaciones altura/ espesor habituales inferiores a aproximadamente 1-1,5. En el ejemplo desarrollado el deslizamiento continúa siendo la verificación gobernante. No obstante, la comprobación al vuelco también resulta crítica en la condición sumergida, por lo que ambos estados límite deben evaluarse conjuntamente.

El método permite obtener un dimensionamiento preliminar de estructuras modulares permeables frente a flujos de detritos a partir de parámetros normalmente disponibles en fases tempranas del proyecto. Las verificaciones muestran que el estado límite de deslizamiento suele controlar el diseño antes que el vuelco. La selección del estado hidráulico de cálculo (seco, saturado o sumergido) constituye uno de los parámetros más influyentes en el dimensionamiento final y debe establecerse de acuerdo con las condiciones previsibles de funcionamiento.

Referencias

[1] Camargo J. Franco, V., (2001) Manual de protecciones porosas. Instituto de Ingeniería UNAM. CDMX

[2] Luis-Fonseca, R. y Rojas, D. (2026) Dimensionado del sistema trapunta en el río Vilcanota, Urubamba (Cuzco, Perú).

[3] Luis-Fonseca, R., Prieto J., y Rojas, D. (2026) Stability of the modular structure, procedure for dimensioning the modules of TECCO® cell used as river erosion protection. Madrid

[4] Mitzuyama, T., Kobashi, S., and Ou, G.(1992) Prediction of flow peak discharge, Proc. Int. Symp. Interpraevent, Bern, Switzerland, Bd. 4, pp. 99–108

[5] Pilarczyk, K.W., (2017), Design of (alternative) revetment, Published by former Dutch Public Works Department (RWS), Hydraulic Engineering Institute, Delft during 2006

[6] PWRI (1988) Technical Standard for measures against debris flow. Technical Memorandum of PWRI, No. 2632, Ministry of Construction, Japan

[7] Rickenmann D., (1999) Empirical relationships for debris flow, Natural Hazard No.19, 47-77

[8] Roth, A (2003) VX/ UX Protection system againts debris flow. Design concept. Romanshorn

[9] Wendeler, C. (2016) Debris-Flow Protection System for Mountain Torrents. Basic Principles for Planning and Calculation of Flexible Barriers. WSL. Suiza. ISSN 2296-3456

[10] EOTA (2016) Flexible kits for retaining debris flows and shallow landslides/open hill debris flows. EAD-340020-00-0106. Bruselas

[11] SABO (2022) Technical Guideline for Establishing Sabo Master Plan against Debris Flow

and Driftwood. National Institute for Land and Infrastructure Management. Ministry of Land, Infrastructure, Transport and Tourism, Japan. ISSN 1346-7328

[12] CEDD (2012) Supplementary Technical Guidance on Design of Rigid Debris-resisting Barriers. GEO Report No. 270. Hong Kong

[13] CEDD (2024) GEO Technical Guidance Note No. 37 (TGN 37) Guidelines on Empirical Design of Flexible Debris-resisting Barriers for Mitigating Natural Terrain Open Hillslope Landslide Hazards. Hong Kong

[14] UNE-ENV 1997-3 (2025). Eurocódigo 7: Proyecto Geotécnico. Parte 3.