Descripción y antecedentes

Descripción y antecedentes

Alrededor de la 1:15 de la tarde del 22 de septiembre de 1938, el talud aguas arriba de la presa adyacente al estribo derecho experimentó una gran falla cuando los trabajos de construcción habían progresado hasta 20 pies de la elevación final de la cresta de la presa (Ver Foto 1). Ciento ochenta hombres estaban trabajando en la zona. Treinta y cuatro hombres resultaron heridos. Ocho hombres perdieron la vida, seis de los cuales nunca fueron encontrados y están enterrados en algún lugar de la presa.

Este estudio de caso presenta un resumen de 1) los esfuerzos para investigar y comprender la causa de la falla, y 2) la controversia relativa a la evaluación de la causa raíz. La Junta de Consultores del proyecto determinó que la falla se debió a la inadecuada resistencia a la cizalladura de los filones de esquisto y bentonita meteorizados en el estribo derecho aguas arriba y en la cimentación de la presa (ver Foto 2). Además, indicaron que «el grado de avance del deslizamiento aguas arriba puede haberse debido, en cierto grado, a una licuefacción parcial del material del deslizamiento».

Durante la reexaminación de la falla en 2018 (Redlinger et. al., 2018, Berre y Ferguson, 2019), se encontró que ha habido avances tecnológicos significativos en la caracterización de la resistencia al corte de los materiales de arcilla. Las preocupaciones relacionadas con las vetas de pizarra y bentonita meteorizadas que se cree que desencadenaron el fallo del talud de Fort Peck merecen una revisión continua durante la reevaluación periódica de los riesgos. La contribución de la licuefacción durante la construcción ha sido objeto de múltiples investigaciones, para evaluar la resistencia a la licuefacción del relleno hidráulico y de la arena de los cimientos poco profundos. La causa principal puede atribuirse a las limitaciones de la tecnología de diseño de presas disponible en ese momento. En concreto, no existían pruebas de laboratorio ni procedimientos de diseño relacionados con la resistencia al cizallamiento de a) las pizarras arcillosas del estribo derecho aguas arriba (que pueden haber iniciado el evento de la falla), y b) el relleno hidráulico potencialmente licuable que se utilizaba para construir la presa y los materiales de la arena de cimentación. Hoy en día existe tecnología para evaluar estos mecanismos y confirmar la seguridad de la estructura.

El fallo del talud de Fort Peck tuvo un impacto significativo en los métodos de diseño y procedimientos de construcción del Cuerpo de Ingenieros del Ejército de Estados Unidos (y de toda la industria). Además, el uso de los métodos de construcción de rellenos hidráulicos para las presas de terraplén se interrumpió en general en los Estados Unidos tras el suceso de la rotura de la presa de Fort Peck.

Los datos pertinentes sobre la presa y el embalse de Fort Peck son los siguientes:

• Presa de rellenos hidráulicos &Rodados con un muro de corte de cimentación de tablestacas.
  • 125,628,000 yardas cúbicas de relleno colocado.
  • 3,000,000 yardas cúbicas de grava colocada en los dedos de grava aguas arriba y aguas abajo.
• Longitud (incluyendo la sección del dique) – 21,026 pies.
• Altura máxima sobre el lecho del río – 250 pies.
• Ancho máximo en la base – 4.900 pies.
• Ancho de la cresta – 50 pies.
• Fecha de cierre – 24 de junio de 1937.
• Capacidad máxima total de almacenamiento: 18.463.000 ac-feet
• Capacidad instalada: 185 MW
• Capacidad del aliviadero: 275.000 cu ft/seg

Se seleccionó el relleno hidráulico como la opción más rentable para construir la presa de contención, de lo contrario el coste de la construcción de la presa no habría sido económicamente justificable. El cierre del canal principal del río con la desviación del río a través de los túneles se completó el 24 de junio de 1937, lo que permitió una colocación en masa más agresiva del relleno del terraplén restante. La supervisión de los problemas del relleno hidráulico era una rutina diaria. A medida que el relleno se elevaba, los trabajadores recorrían rutinariamente las tuberías de lodo en la presa para buscar hundimientos y se requería un informe diario debido a la preocupación por el desbordamiento de la orilla aguas arriba.

El Cuerpo de Ingenieros del Ejército de los Estados Unidos (US Army Corps of Engineers (USACE) sobre el deslizamiento (1939) señala lo siguiente:

«En la mañana del 22 de septiembre de 1938, el ingeniero principal a cargo de la construcción, su asistente, el superintendente de rellenos, el superintendente asociado a cargo de los diques y la fuerza de inspección de rellenos realizaron la inspección habitual.

Alrededor de las 10 de la mañana, sus hallazgos se discutieron en la conferencia celebrada en la cresta de la cara de aguas arriba cerca de la estación 15+10. Los inspectores de relleno y el asistente del superintendente de construcción declararon que no parecía haber suficiente francobordo. Una inspección inmediata de ese punto reveló, mediante mediciones aproximadas, que la altura de la parte inferior de la línea de tubería por encima de la piscina del núcleo era de sólo 30 pulgadas, mientras que debería haber sido de 4,5 pies. …. Alrededor de las 11:45 de la mañana, el equipo de inspección presentó los siguientes datos:

Estación 15 – Línea de tubería 3 pies por encima de la piscina central; (debería haber sido 4 pies y medio.
Estación 16 – 3 pies; debería haber sido 4 pies y medio
Estación 17 – 2,8 pies (debería haber sido 4 pies y medio)»

En este momento la elevación de la piscina central era de 2252, la elevación del embalse era de 2117,5 y la presa estaba a punto de terminar. Cuando las observaciones adicionales confirmaron que el nivel de agua de la piscina central no había cambiado desde el día anterior, se dio cuenta de que el terraplén aguas arriba cerca del estribo derecho (este) aparentemente se estaba asentando. El jefe del proyecto, Clark Kittrell, se dirigió al lugar a primera hora de la tarde. Su conductor, Eugene Tourlotte, se acercó desde el oeste y llegó al lugar sobre la 1:15. Tourlotte vio que el cascarón de arriba empezaba a salir por debajo del coche, frenó de golpe y puso la marcha atrás a gran velocidad para superar con éxito el deslizamiento. Durante los siguientes diez minutos, las vías del tren, los trenes, los barcos, las tuberías y treinta y cuatro hombres estuvieron sobre la masa de 1700 pies de ancho mientras se deslizaba. Más de 5 millones de metros cúbicos de material se desprendieron de la presa y el 5% de la estructura quedó destruida. Cuando se detuvo, parte del equipo estaba sumergido y ocho hombres murieron, enterrados en el deslizamiento. Veintiséis hombres superaron con éxito el deslizamiento.

Una ilustración de la vista en planta de la presa cerca del estribo derecho donde se produjo el fallo antes y después del deslizamiento se muestra en la Foto 3. Obsérvese que la zona del fallo fue el único lugar a lo largo del talud aguas arriba de la presa donde no se incluyó una berma de estabilidad. Una sección transversal a través de la falla que muestra la configuración antes y después del terraplén se muestra en la Foto 4. La rápida subida de la cresta combinada con el descenso del estanque del embalse entre julio y septiembre (mostrado en rojo) se combinaron para crear la carga no drenada que causó la falla.

Inmediatamente después del deslizamiento la Junta original para el diseño de la presa fue ampliada para incluir:

• Dr. Arthur Casagrande – Profesor de Mecánica de Suelos en la Universidad de Harvard
• Mr. I.B. Crosby – Ingeniero Geólogo Consultor
• Dr. Glennon Gilboy – Ingeniero Consultor, antiguo Profesor de Mecánica del Suelo, MIT
• Mr. Joel D. Justin – Presidente, Ingeniero Consultor Phil. PA, coautor de «Engineering for Dams»
• Mr. William H. McAlpine – Office of the Chief of (USACE) Engineers
• Mr. C. W. Sturtevant – Division Engineer

Después de una extensa caracterización del sitio y un programa de pruebas de laboratorio en el área del deslizamiento, la Junta de Consultores llegó a la siguiente conclusión sobre la causa del deslizamiento 6 meses después de haber ocurrido:

«Después de una cuidadosa consideración de todos los datos pertinentes, la Junta ha llegado a la conclusión de que el deslizamiento en la parte aguas arriba de la presa, cerca del estribo derecho, se debió al hecho de que la resistencia al cizallamiento de las costuras de pizarra y bentonita erosionadas en los cimientos fue insuficiente para soportar las fuerzas de cizallamiento a las que estaban sometidos los cimientos. La medida en que el deslizamiento progresó río arriba, puede haberse debido, en cierto grado, a una licuefacción parcial del material del deslizamiento.» Informe de la Junta del 2 de marzo de 1939

Esta breve conclusión sobre la causa del fallo por parte de la Junta hace hincapié en la resistencia al cizallamiento de las vetas de esquisto y bentonita de los cimientos. Puede parecer obvio dado que la parte derecha del deslizamiento era el único lugar en el que una parte de la presa estaba probablemente cimentada directamente sobre una repisa en los materiales de pizarra y es aquí donde se detectaron los primeros movimientos. A medida que la parte superior de la pizarra se sumergía bajo la parte izquierda del deslizamiento, la pizarra quedó enterrada a una profundidad máxima de unos 40 a 60 pies de aluvión en el límite izquierdo del deslizamiento, al menos en la línea central. El análisis posterior que constituyó la base del rediseño se centró en la resistencia de los materiales de pizarra bentonita, mientras que las pruebas de laboratorio se completaron para abordar la resistencia de las pizarras arcillosas y para determinar si se había producido licuefacción (U.S. Army Corps of Engineers, julio de 1939).

Dos de los nueve miembros de la junta, Merriman y Mead, no firmaron el informe: Uno por razones técnicas y otro por razones más filosóficas. Un par de miembros de la Junta (los doctores Casagrande y Gilboy) estaban convencidos de que se había producido una licuefacción, a pesar de que los resultados de las pruebas de laboratorio para estimar la relación de vacío crítica (Casagrande, 1936) del relleno hidráulico indicaban que los materiales no se habrían licuado (Middlebrooks, 1942). Gilboy, en su discusión sobre el documento de Middlebrooks de 1942, articuló por primera vez el punto de vista de la minoría de la Junta que concluyó «que la licuefacción fue provocada por un fallo de cizallamiento en la pizarra, y que la gran magnitud del fallo se debió principalmente a la licuefacción». Casagrande permaneció en silencio sobre el tema hasta su conferencia de Terzaghi en 1965, donde revela que el lenguaje del informe de la Junta era «una redacción de compromiso para salvar la gran diferencia de opiniones de los consultores que firmaron el informe.» Casagrande continúa diciendo que «Gilboy y yo compartíamos la opinión de que la licuefacción se centró principalmente en la zona de arena fina de la cáscara junto al núcleo, y que la licuefacción puede haberse extendido a las arenas de cimentación subyacentes fuertemente cargadas.»

Una revisión detallada de la tecnología disponible en el momento del diseño y la evaluación posterior a la falla, junto con los factores humanos en juego a la luz de la tecnología inadecuada que se realizó recientemente por Redlinger, Ferguson y Berre (Redlinger, et al, 2018), así como Berre y Ferguson (ASDSO Webinar, agosto, 2019). Estas revisiones encontraron lo siguiente:

1. Los factores clave que contribuyeron a la falla del talud de aguas arriba de la presa se asociaron con la tecnología inadecuada y el procedimiento de diseño asociado a ambos:
   • la resistencia al cizallamiento de los materiales de cimentación de esquisto arcilloso, incluyendo lo que ahora denominamos «resistencia residual», y
   • la caracterización de la resistencia de los materiales de relleno hidráulico y el mecanismo de «licuefacción».
2. La clasificación de las pizarras arcillosas y el impacto de los deslizamientos, las fallas y otras superficies de cizallamiento previo no se comprendían bien. Tampoco se había previsto la posibilidad de que se desarrollaran altas presiones de poros en las pizarras rígidas y fisuradas como resultado de las cargas de construcción. El sistema de clasificación de suelos que se utilizaba tenía un valor limitado en comparación con la Clasificación Unificada que llegaría casi dos décadas más tarde.
3. La caracterización de la resistencia al cizallamiento de los materiales de cimentación, incluyendo las costuras de bentonita en las pizarras arcillosas, no era todavía una práctica de diseño estándar. Aunque se había identificado el problema de la resistencia de estos materiales y el potencial de fallo, la comprensión completa de las propiedades de resistencia y la capacidad de caracterizar la resistencia para el diseño eran limitadas. Estas resistencias no se identificaron hasta las investigaciones posteriores al fallo. Las investigaciones posteriores al fallo indicaron que los materiales de bentonita tenían una resistencia tan baja como poco menos de 9 grados (véase la foto 5). Según el conocimiento del autor, el uso de una resistencia inferior correspondiente a lo que hoy clasificaríamos como «resistencia residual» de las pizarras arcillosas en el análisis posterior de la falla del deslizamiento por parte de la Junta de Consultores, fue la primera aplicación de dicha resistencia en el diseño de un talud para una presa.
4. Aunque el concepto de licuefacción (relación densidad crítica/vacío, Casagrande, 1936) empezaba a entenderse a partir de una serie de casos históricos como la rotura de la presa de Calaveras en California (1918), la capacidad de caracterizar y evaluar adecuadamente la resistencia real de los materiales de relleno hidráulico, ya fuera durante el diseño o como parte de la evaluación posterior a la rotura, era limitada en el mejor de los casos. Además, no se comprendía cómo el ritmo de construcción y el descenso de la balsa que se produjo entre el 20 de julio y el 22 de septiembre afectaría a las presiones del agua en la presa y en los cimientos, a la resistencia de las pizarras arcillosas y de los materiales de relleno hidráulico y, en última instancia, a la estabilidad del talud aguas arriba de la presa.

Una evaluación posterior al fallo realizada por Westergaard (Casagrande, 1965) sugería que el ángulo de fricción medio de algo más de 4 grados actuaba a lo largo de la base de la masa del deslizamiento durante el fallo. El método que utilizó Westergaard para estimar la resistencia fue la construcción de una línea entre los centros de gravedad estimados de la sección transversal del terraplén antes y después, como se muestra en la Foto 6. Durante más de 80 años desde la falla, muchos investigadores han asumido el reto de volver a analizar la «resistencia residual» media del material en la masa de falla en la presa de Fort Peck. Como resumen Redlinger et al (2018), parece que la evaluación simplificada de Westergaard estaba bastante cerca de la marca. Sin embargo, la cuestión de cómo estimar la resistencia residual de los materiales potencialmente licuables sigue siendo un gran desafío para los ingenieros.

Las reexaminaciones de 2018 y 2019 (Redlinger et al, 2018; y Berre y Ferguson, 2019) de la falla encontraron que había una serie de indicadores de socorro que indicaban que la falla era inminente. Esos indicadores de socorro incluían: 1) arqueo de las vías férreas en las estaciones 15 a 17, 2) asentamiento de la tubería de lechada y agrietamiento longitudinal del terraplén a lo largo del borde aguas arriba de la cresta, y 3) altas presiones de agua en el terraplén y filtraciones que emanaban del primer banco (piedra de cantera) a lo largo del talud aguas arriba por debajo de la piscina del núcleo la noche antes de la falla.

(1) Berre, L. y Ferguson, K. A. (2019). Falla del talud aguas arriba de la presa Fort Peck, Montana. Seminario web de la ASDSO. Association of State Dam Officials.

(2) Casagrande, A. (1936). Características de los suelos sin cohesión que afectan a la estabilidad de los taludes y rellenos de tierra. Journal of the Boston Society of Civil Engineer. Vol. 23, No. 1.

(3) Casagrande, A.. (1965). El papel del «riesgo calculado» en la ingeniería de movimientos de tierras y cimentaciones. The Terzaghi Lecture, Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division, Proceedings of the American Society of Civil Engineers.

(4) Gilboy, G. (1942). Discusión sobre el artículo de Middlebrooks «Fort Peck Slide». Transactions of the American Society of Civil Engineers, Vol. 107, pp 725-755.

(5) Redlinger, C. G., Ferguson, K.A., y Berre, L. M. (2018). 80º Aniversario del deslizamiento de la construcción de la presa de Fort Peck. Conferencia anual de la ASDSO. Seattle: Associate of State Dam Safety Officials.

(6) U.S. Army Corps of Engineers. (1939). Report on the Slide of a Portion of the Upstream Face of the Fort Peck Dam. U.S. Govt. Printing Office, Washington, D.C.

Este resumen de estudio de caso fue revisado por Laila M. Berre, P.E., Gerente del Programa de Seguridad de Presas del Cuerpo de Ingenieros del Ejército de los EE.UU.

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