La Manga Club es un complejo turístico y residencial ubicado en el paraje de Atamaría, Rincón de San Ginés, Diputación del término municipal de Cartagena (Murcia). En torno a un complejo deportivo que dispone de tres campos de golf de 18 hoyos, piscinas, pistas de futbol, tenis, hockey y centro de spa, se ubican unas tres mil viviendas con un grado importante de ocupación, alguna de las cuales se agrupan en urbanizaciones o comunidades de propietarios. El complejo residencial se puede dividir en dos grandes áreas separadas por la carretera RM-314 de Los Belones a Portman, quedando el área de Las Lomas hacia el Norte de la citada vía y el resto del complejo residencial hacia el Sur. Dentro de la zona norte del complejo se diferencian diversas urbanizaciones, entre las cuales cabe citar el Coto del Golf, ubicado en el límite Este del área, o las áreas de Las Lomas, Buenavista o Bellavista.

El 13 de septiembre de 2019 tuvo lugar un fenómeno meteorológico denominado DANA, acrónimo de depresión aislada en niveles altos de la atmósfera, caracterizado por fuertes precipitaciones concentradas en cortos períodos de tiempo¹. En el fenómeno indicado se alcanzaron las mayores precipitaciones en muchos de los registros y estaciones pluviométricas del sureste de la península. Concretamente en la zona de La Manga del Mar Menor las precipitaciones superaron un valor de 315 l/m² en menos de 24 horas. La enorme magnitud de esta cantidad queda reflejada por el hecho de que la media de las precipitaciones anuales en la zona se encuentra en esa cifra, que como se ha indicado, se concentró en escasas 24 horas.

Dicho fenómeno tuvo gran trascendencia en el entorno, al provocar inundaciones en el área del Mar Menor y más concretamente en las poblaciones de Los Alcázares y Los Nietos, donde los efectos de esta singular precipitación se tradujeron en inundaciones y cuantiosos daños. Con carácter más local, también en el complejo residencial de La Manga Club se produjeron daños de diversas características y consideración, como inundaciones de sótanos y bajos. Sin embargo, un efecto indirecto que también trajo como consecuencia la precipitación tan singular, fueron los daños provocados al talud revestido ubicado en el entorno de la Urbanización Coto del Golf.

Dicho talud vertical (Figura 1) que tiene una altura en torno a 5,0 m aproximadamente se encontraba cubierto por un gunitado que se ha despegado en algunas zonas del sustrato rocoso y ha cedido.

Figura 1. Vista aérea de la ubicación (Google Maps).

La estructura del talud vertical está compuesta de dos niveles básicos:

Nivel 0: Cobertura vegetal

Formado por una cobertura vegetal (arcillas arenosas con gravas y restos de raíces) de 30 – 40 cm de espesor. Este terreno corona el frente del talud y tapiza con vegetación la ladera en la que finaliza el talud.

Nivel 1: Micasquistos de color gris oscuro

Presentan un bandeado de tamaño centimétrico en el que se incluyen capas de mayor contenido arcilloso, de color marrón rojizo y en tonos blanquecinos (Figura 2). El grado de fracturación es intenso en el que se distinguen tres familias principales de discontinuidades, ortogonales entre sí, que producen un gran número de bloques de tamaño diverso, aunque en general no superan los 20-30 cm.

Figura 2. Superficie del talud: Arcilla arenosa con gravas (Micasquistos).

Tabla 1. Propiedades geotécnicas del suelo, según informe de Laboratorios Horysu¹

Se ha tomado un talud de 5,0 m de altura total y una pendiente de 90º, considerando que es la peor de las situaciones y que el resto del talud tendrá factores de seguridad mayores. Los parámetros resistentes de las diaclasas utilizados según el modelo Barton-Bandis fueron JRC=10 JCS=40MPa y φ_r=26,5º. Se considera un talud saturado, recreando las condiciones más desfavorables. Los resultados obtenidos del cálculo de estabilidad del talud mencionados son los mostrados en la Figura 3.

Figura 3. Resultado gráfico del análisis de estabilidad.

En la Figura 4 se observa que las líneas de rotura con factores de seguridad por debajo de 1 son paralelas al talud y avanzan hacia el interior del talud 1,2 m aproximadamente. Es por tanto el frente superficial del talud el que puede presentar inestabilidades, especialmente caída de bloques y pequeños desprendimientos que afecten al vial situado en la base del talud.

Figura 4. Circulos de rotura con FS inferiores a la unidad.

Como bien concluye el Laboratorio Horysu, si se toma en consideración un modelo de rotura según Mohr-Coulomb (Figura 5), se obtienen factores de seguridad elevados, lo que indica que la estabilidad general del conjunto de la masa rocosa es estable y no es previsible que se produzcan deslizamientos de gran escala en todo el talud.

Figura 5. Factores de seguridad con modelo Mohr-Coulomb.

A partir de estos resultados la propuesta de solución de Horysu consiste básicamente en medidas de drenaje superficial e interior, así como protección del frente del talud, para evitar que la erosión superficial continúe su proceso de degradación y la caída de bloques desde la cara del talud. Definiendo que el gunitado del frente del talud con malla electrosoldada puede ser una medida eficaz. Para evitar descalces o despegues del gunitado del macizo rocoso se recomienda el uso de bulones para ‘coser’ el gunitado a la masa rocosa. En teoría esta ultima medida es adecuada, sin embargo, no es recomendable impermeabilizar la superficie del terreno, conociendo que la presión del agua en el trasdós fue quizá la causa más probable del problema actual. Luego es preciso proveer a la superficie con una solución permeable a la par que resistente.

Para el análisis se tomó un perfil medio en el eje de la zona donde se pudiese generar la inestabilidad, ciertamente es que la propia inspección visual indica que los valores de factor de seguridad en el momento actual están en el orden de la unidad. Con esa geometría se ha realizado una simulación de la posible rotura a partir de considerar varias hipótesis, acerca de la situación de la envolvente que genera la condición más desfavorable y que pudiera propiciar la inestabilidad o el deslizamiento. Para el cálculo de estabilidad se empleó el programa GEO5 (Tabla 2).

Tabla 2. Propiedades y disposición aproximada de los anclajes.

La hipótesis propuesta consiste en colocar tres filas verticales de anclajes de 25 mm [147kN] de 3,0 m de profundidad (coronación, mitad y pie) espaciadas a 3,0 m en horizontal y diámetro de perforación 63,5 mm (2,5”).

1.- Análisis a partir del método de Bishop (Figura 6): busca la situación que representase de forma racional el estado actual de terreno, donde hay un conjunto de familias de superficies de deslizamiento rotacional que partiendo de la coronación del talud (cota >8), tienen salida en la cara vertical del corte con FS inferior a 1,0 y un grupo insignificante de familias cerca de la coronación con FS >1,8. Con la inclusión de los anclajes el valor de FS mínimo se incrementa muy ligeramente (0,55 a 0,60), pero la fotografía es prácticamente igual, lo que apunta que la inclusión del sistema de anclajes en este tipo de material no es suficiente para incrementar el factor de seguridad, seguramente asociado al intenso grado de fracturación de la superficie, en el que se distinguen las familias principales de discontinuidades, que producen un gran número de discontinuidades menores de 30 cm.

Figura 6. Resultado de la aplicación del método de Bishop, sin y con anclajes.

2.- Simulación utilizando el método de Fillenius-Patterson (Figura 7): se observan superficies de deslizamiento rotacional que partiendo de la coronación del talud (cota >8), tienen salida en la cara vertical del corte con FS inferior a 1,0 y un grupo intrascendente de familias cerca de la coronación con FS >2. Con la inclusión de los anclajes el valor de FS mínimo se incrementa ligeramente (0,61 a 0,68) pero la situación es similar, tal y como describe el método Bishop, los anclajes por sí solos no funcionan.

Figura 7. Resultado de la aplicación del método de Fillenius-Patterson, sin y con anclajes.

3.- Empleando el método de Jambu (Figura 8): al igual que Bishop y Fillenius se observan superficies de deslizamiento rotacional que partiendo de la coronación del talud (cota >8), tienen salida en la cara vertical del corte con FS inferior a 1,0 y un grupo intrascendente de familias cerca de la coronación con FS >2. Con la inclusión de los anclajes el valor de FS mínimo se incrementa ligeramente (0,58 a 0,66) pero la situación es similar, tal y como anteriormente se describe, los anclajes por sí solos no trabajan.

Figura 8. Resultado de la aplicación del método de Jambu, sin y con anclajes.

Resumiendo: Para cualquiera de los métodos utilizados para la determinación del FS en la situación futura y a partir de considerar la inclusión de anclajes de 3 m de longitud de 147 kN de resistencia a tracción (GEWI 25 mm o equivalentes), la descripción no acusa una situación de incremento considerable en el factor de seguridad del conjunto. Hay un número limitado de superficies que aún tienen factor de seguridad comprometido, pero que se localizan en la superficie de la cara del talud y que pueden ser resueltas, tras la inclusión de una malla de acero de alta resistencia en el conjunto de anclajes propuesto.

El objetivo es valorar el soporte necesario, variación de la solicitación de equilibrio para diferentes longitudes de la grieta de tracción virtual en la coronación del talud (Tabla 3), y así cuantificar las solicitaciones requeridas.

Tabla 3. Valores de soporte necesario en función de la grieta a tracción.

En sentido general, los resultados del cálculo a partir de minimizar la cohesión (10 kPa), no son más que la confirmación de las condiciones actuales de inestabilidad superficial del talud y la crítica capacidad del corte para soportar por si solo los empujes superficiales ejercidos por el terreno. Los valores de simulación por debajo de la unidad obtenidos indican la necesidad de hacer un refuerzo en la cara del talud, para incrementar de forma efectiva el FS.

A partir de la evaluación del empuje aproximado que se pudiese originar en el talud, debido a su estado de pseudo equilibrio y a partir de un conjunto de datos geotécnicos y geométricos resultantes de la información aportada, se puede dimensionar un sistema flexible de refuerzo que detenga el posible movimiento local del material que compone el talud. A la vez este sistema ha de garantizar que el resto de las familias de círculos más probables que generan inestabilidad queden atrapados por el sistema de anclajes (Figura 9). La geometría y los datos geotécnicos permiten simular el comportamiento del talud y aportar una solución duradera, que garantice la estabilidad. La propuesta presentada a continuación pretende solucionar la inestabilidad local en un tipo de ejecución razonable considerando el estado actual (Tabla 4).

Figura 9. Esquema general básico en 3D de la solución.

Tabla 4. Datos del patrón de anclajes del sistema.

El empuje que ejerce el volumen a estabilizar, resultante de la intersección del poliedro del perfil con el círculo de rotura en los planos vertical y horizontal es de aproximadamente 8,5 kN/m² en la condición de grieta más desfavorable (1,20 m). Luego la solución sería emplear un sistema tipo Tecco Green G65/3: rollo de malla romboidal de acero de alto límite elástico (F_yk >1770MPa), diámetro interior rombo 65 mm, resistencia a tracción directa >150 kN/m, protección contra la corrosión 95Zn5Al Geobrugg Supercoating, superficie del rollo 97,5 m², peso 200 kg/rollo y extremos anudados. Malla combinada de acero de alta resistencia y geomalla tridimensional de polipropileno, que controla el movimiento de los finos.

Figura 10. Conceptualización de la forma de trabajo del sistema de malla anclada.

Paramento/ Membrana: estará compuesto por malla de alambre de acero G65/3 de alto límite elástico (1.770 MPa) del tipo Tecco Green (con fibra de polipropileno extruido).

Anclajes: la membrana estará anclada al interior del terreno con barras GEWI 25 mm, que permitan llegar de forma segura hasta los 8,5 kN/m².

La resistencia de la zona de anclaje viene determinada, en primer lugar, por la adherencia mortero-acero y en segundo lugar por la adherencia entre el bulbo de anclaje y el terreno que lo rodea, que es en definitiva quien generalmente determina la resistencia. Aunque la determinación de esta adherencia es una tarea difícil a priori, se puede emplear una expresión que de forma orientativa permita establecer la profundidad recomendable de anclaje en la zona estable del talud, ya sea zona de bulbo o longitud total de anclaje para el caso de soluciones pasivas y anclaje de cable flexibles. La recomendación básica consiste en emplear la siguiente expresión:

L_B = T / (D. π. τ_u)

donde:

L_B: longitud necesaria de empotramiento del anclaje o bulbo [m]

T: en general se corresponde con la carga de trabajo-servicio del anclaje permanente (> 2 años de vida útil), cuyo valor aceptado por la literatura internacional es del orden del 60% de la carga de trabajo de la barra de acero en el límite elástico y para los anclajes de cable el 60% de la carga de rotura [kN]

Para incrementar el factor de seguridad se puede emplear un coeficiente de mayoración de las cargas aplicadas, que dependerá de la importancia de la obra en cuestión, que puede llegar a ser de hasta un 1,35 (Autopistas, carreteras importantes, vías ferroviarias, obras de edificación en casco urbano) a 1,0 en obras de menor importancia (caminos de acceso de baja intensidad de tráfico). El empleo del coeficiente de mayoración no tiene un carácter obligatorio, se podrá utilizar o no en función de la disponibilidad de datos del terreno (incertidumbre) y de la posibilidad de realizar ensayos de campo de investigación-comprobación del diseño previo a la ejecución de los anclajes, que demuestren la efectividad de la longitud calculada.

D: diámetro del taladro, asociado a la boca de la batería de perforación que se recomienda utilizar para la ejecución de los taladros en los que se alojará el anclaje. Los valores recomendables de diámetro de perforación en función del diámetro de la barra (armadura) se pueden ver en la Tabla 5 o utilizar las recomendaciones vigentes para carreteras.

τ_u: resistencia media al arrancamiento según recomendación Tabla 6. En general a falta de datos específicos, para estar del lado seguro se suele emplear en el diseño el menor valor de rango. Al igual que en el caso de la mayoración de las cargas, se podrá minorar la calidad (adherencia pared mortero) o no en función de la disponibilidad de datos del terreno (incertidumbre) y de la posibilidad de realizar ensayos de campo1 de comprobación del diseño, que demuestren la efectividad de la longitud calculada.

Tabla 5. Diámetros de perforación recomendables para barras macizas (500-550MPa).

Tabla 6. Resistencia media al arrancamiento².

L_B = T _{trabajo φ 25} / π. D. τ_u

D = 63,5mm

τ_u = 300kN/m²

T _{trabajo φ 25} = 8,5. 9 = 76,5 kN (según la necesidad de soporte calculada)

L_B = 76,5 / π. 0,0635. 300 = 1,28 m

La longitud de anclaje propuesta para la ejecución en obra es de L=3,0 m con lo cual hay un FS para la longitud del bulón de 2,3.

Figura 11. Vista frontal, talud con las primeras grietas (Martínez, 2019).

Figura 12. Vista de la grieta de coronación (Martínez, 2019).

Figura 13. Estado del talud antes de comenzar los trabajos (2021).

Figura 14. Colocación de la malla Tecco Green (2021).

Figura 15. Perforación de los anclajes (2021).

Figura 16. Detalle de terminación de la esquina (2021).

Figura 17. Vista general de la obra terminada, aparición de los primeros puntos de revegetación (2021).

• A partir del conocimiento del estado actual y de la simulación geotécnica (nivel de solicitaciones) se puede dar una solución que incluya una membrana de acero de alta resistencia tipo Tecco Green, combinada con una geomalla de polipropileno extruida, que garantiza la función de control de erosión, permite el drenaje natural y propicia la auto revegetación, en caso posible. Esta membrana estará anclada al terreno mediante pernos geotécnicos 25 mm de diámetro. La solución propuesta garantiza el incremento necesario del FS.
• Se resuelven satisfactoriamente los empujes potenciales del talud, para las hipótesis críticas planteadas. Con este valor se ha comprobado el dimensionamiento de los elementos más importantes del sistema, y se puede concluir que todos ellos trabajan de forma adecuada y racional.
• Se puede afirmar que el sistema diseñado, es capaz de soportar las solicitaciones calculadas a partir de las hipótesis de trabajo planteadas. La durabilidad desde el punto de vista de la corrosión está conseguida mediante el tratamiento al 95Zn5Al supercoating.
• Para evitar la infiltración al interior de la masa rocosa, generada aguas arriba del talud, -que acaba discurriendo por el interior del macizo hasta llegar al intradós del talud- se recomendó situar drenajes en el interior de tipo Californiano, para evacuar el agua y mantener el intradós sin saturar, de una longitud entre 2,0 y 3,0 m. Esta parte de la solución no ha sido ejecutada.

• GEO5 (2019) Software Geotécnico. Análisis de estabilidad. Fine. República Checa
• Geobrugg (2021) Documentación Técnica. Romanshorn Suiza.
• Laboratorios Horysu (2019) Informe Geotécnico (Inversiones de Murcia, S.L)
• Luis Fonseca, R. (2010) Aplicación de membranas flexibles para la prevención de riesgos naturales. Ed. Ropero. Madrid
• Luis Fonseca, R. y Park, T. (2019) Proposal of flexible facing solution for controlling the presumed surface instability, in vertical slope composed by Micaschist.El Coto, La Manga Club (Murcia).
• Martínez Francés, A. (2019) Informe técnico sobre patología de talud en La Manga Club.
• Santamaría, J., Parrilla, A. Moreu, F. (2001) Guía para el diseño y la ejecución de anclajes al terreno en obras de carretera. Ministerio de Fomento. Madrid.
• Ucar Navarro, R. (2004) Manual de Anclajes en Ingeniería Civil. Escuela de Minas. UPM. Madrid