Los depósitos de sulfuros masivos vulcanogénicos (VMS) de la cuenca Lancones Piura - Perú

La Cuenca Lancones se encuentra ubicada en la región noroccidental del Perú, en el Departamento de Piura y en el borde oriental de la Franja Costanera, su límite oeste lo constituye el Macizo de Amotapes y hacia el este la región pre-cordillerana de la Cordillera Occidental de los Andes. Esta cuenca se extiende hacia Ecuador, en donde se la ha denominado Cuenca Celica. (Ver Fig. 1) La Cuenca Lancones de acuerdo a las características geológicas, mineralógicas y litológicas debe ser considerada como el principal objetivo en la prospección por yacimientos vulcanogénicos de sulfuros masivos (VMS) en el Perú (Ríos, 2004). Actualmente el yacimiento de Tambo Grande, situado dentro de la Cuenca Lancones, cuenta con tres depósitos de sulfuros masivos (TG1, TG3 y B5), considerados como depósitos de clase mundial (Tegart, 2000).

Proyecto para la estabilización de talud de estación de servicio en carretera nacional 525

El proyecto tiene por objeto describir los trabajos de estabilización del talud que se desean realizar en la estación de servicio sita en la Carretera Nacional 525, p.k. 534,600 en San Cibrao das Viñas, provincia de Orense. Y en base al proyecto solicitar la licencia de obras y todos los permisos necesarios para realizarlos, tales como ocupación de vía pública, retirada de escombros y residuos resultantes y existentes, etc. El motivo por el cual se desea realizar las obras de estabilización del talud es como consecuencia de los desprendimientos que se producen desde el macizo rocoso que está ubicado encima de la estación de servicio, debido al estado de meteorización en el que se encuentra la parte superficial de la roca que forma dicho macizo. Se pretende evitar posibles accidentes ya que se trata de una estación de servicio y se almacena combustible para suministro de vehículos, con las posibles consecuencias que se pueden derivar de los desprendimientos que puedan producirse sobre las descargas de combustible y el edificio auxiliar de la tienda y la integridad física de los trabajadores y clientes. Abstract The project describe the slope stabilization works to be done in the service station located on National Road 525, pk 534.600 in San Cibrao das Viñas, province of Orense . And based on the project, apply for the works permits and all permits necessary to perform them, such as occupation of public roads, removal of debris and waste arising and existing. The reason to make the slope stabilization work is as a result of landslides that occur from the rock mass which is located above the station, due to the state of weathering of the surface of the rock mass. This is to avoid accidents, because it is a service station with fuel stored for the supply of vehicles, with the consequences that may result from landslides that may occur on the discharge of fuel and the auxiliary building of the store, and the physical integrity of workers and customers.

Riesgos geológicos e hidrogeológicos en las facies evaporíticas de Rivas-Vaciamadrid (Madrid)

El conocimiento geológico, mineralógico y del funcionamiento hidrogeológico del macizo evaporítico de la margen derecha del río Jarama en Rivas-Vaciamadrid (Madrid) tiene consecuencias de geología aplicada, ya que condiciona la presencia y la generación de huecos, riesgo que es necesario conocer a la hora de plantear los estudios geotécnicos de las numerosas edificaciones que se están realizando en esta zona, y de otras obras públicas, cada vez más profundas, que es donde se sitúan las facies evaporíticas hipersolubles. También es importante considerar el peculiar comportamiento evolutivo de éstos materiales en los procesos de recarga natural concentrada y de recarga artificial, ya que la hidratación de algunas facies evaporíticas producen transformaciones mineralógicas y disoluciones que hacen generar huecos e hinchamientos que es preciso evitar en las cimentaciones de los edificios.

Funcionamiento hidrogeológico del acuífero yesífero del arroyo del Cristo de Rivas, Madrid

En base a los datos proporcionados por los numerosos sondeos existentes, análisis químicos de los puntos de agua inventariados, y según observaciones detalladas de fenómenos de recarga natural, se establece un modelo de funcionamiento hidrogeológico de la formación yesífera que drena el arroyo del Cristo de Rivas y la laguna de la antigua cantera de yesos de Valderribas. Se constata que en el macizo la recarga se produce preferentemente de manera difusa, pero también de manera puntual a través de sumideros karstificados con una capacidad de recarga de más de 500 l/s. Se identifica un acuífero colgado condicionado por una capa de arcillas intercaladas que drenan a los manantiales de la Ermita del Santo Cristo de Rivas, y una recarga más profunda que alimenta la zona saturada regional, poco permeable, y a la que se asocian flujos de alta salinidad.

Comportamiento estructural de tuberías forzadas y blindajes en saltos hidroeléctricos : propuestas de diseño y cálculo

En los últimos años ha aumentado el interés en el desarrollo de proyectos en el ámbito de las centrales hidroeléctricas y en concreto en las centrales reversibles. Estas centrales están diseñadas para grandes caudales y saltos, lo cual conlleva túneles de gran diámetro y alta presión y a menudo son esquemas subterráneos. Por ello, los estudios relativos a revestimientos de túneles en presión y los referentes a los blindajes de acero han cobrado una mayor relevancia. En las décadas de los 60 y 70 se realizó una importante labor de investigación coincidiendo con el desarrollo hidroeléctrico en Europa y Norteamérica, que sin embargo ha quedado sin continuidad hasta esta década, en la que se ha experimentado un impulso debido al desarrollo de nuevos proyectos hidroeléctricos de gran magnitud. La adecuación de los métodos de cálculo de blindajes supone una herramienta imprescindible en el correcto desarrollo técnico de los nuevos proyectos hidroeléctricos, así como para la evaluación de la seguridad de los saltos hidroeléctricos existentes en operación. En la presente Tesis se realiza un análisis del comportamiento estructural de las galerías en presión de saltos hidroeléctricos, así como una discusión y revisión de los métodos de cálculo existentes. En concreto se analizan los siguientes aspectos: •Descripción y comparación de las formulaciones existentes para el cálculo de blindajes tanto a presión exterior como interior. •Aplicación del Método de Elementos Finitos para la modelización y cálculo resistente y frente a inestabilidad de blindajes sometidos a presión exterior. •Análisis de un caso real, en el que se ha producido un fallo estructural en un blindaje sometido a presión exterior. Discusión sobre el comportamiento de blindajes con rigidizadores. Estudio paramétrico de la capacidad resistente y de la estabilidad de los blindajes con rigidizadores. •Estudio del comportamiento diferenciado entre un rigidizador y un conector. •Detalles constructivos y de durabilidad de las galerías en presión. •Desarrollo de una metodología para el cálculo de blindajes y tuberías forzadas a fatiga derivada de las variaciones de presión de la conducción. •Análisis de un caso real de una tubería forzada sometida a procesos de variación de carga, evaluando su seguridad frente a la fatiga. El cálculo de blindajes en galerías forzadas presenta una serie de aspectos complejos, y que no permiten la definición del problema con exactitud, tales como las características del macizo rocoso y su permeabilidad, la determinación del nivel freático, la holgura existente entre el blindaje y el revestimiento del trasdós y sus posibles defectos geométricos. Por estas incertidumbres, el cálculo de blindajes supone una materia compleja y que debe ser abordada desde la cautela y el análisis de otros trabajos y/o análisis realizados con anterioridad. En cualquier caso, debe realizarse un análisis de sensibilidad de los diversos parámetros que intervienen en el cálculo. En esta tesis se han descrito las principales formulaciones de cálculo de blindajes de galerías forzadas sometidas a presión interior y exterior; se ha constatado que existe una gran diversidad y que de su aplicación no se llega a resultados concluyentes. Las formulaciones clásicas utilizadas en el cálculo de blindajes lisos y con rigidizadores sometidos a presión exterior (Amstutz y Jacobsen) no resultan del todo adecuadas ni son de aplicación general. Además, pueden arrojar resultados no conservadores o conducir a un sobredimensionamiento del blindaje en otros casos. En las formulaciones tradicionales de diseño se han tenido en cuenta como imperfecciones la holgura del blindaje y la ovalidad del mismo. En la presente tesis, se han analizado imperfecciones de tipo ondulatorio derivadas de los procesos de soldadura y la existencia de espesores reducidos en zonas de corrosión. En el caso práctico analizado sometido a presión exterior, se ha comprobado el funcionamiento real del blindaje mediante los modelos realizados con elementos finitos. Se desprende que los rigidizadores no han funcionado como tales, puesto que para blindajes lisos se obtienen presiones más bajas de pandeo y para el caso de funcionamiento correcto de los rigidizadores se habría obtenido un coeficiente de seguridad suficiente. Por este motivo, se ha analizado el posible funcionamiento de los rigidizadores, que en determinados casos pueden actuar como conectores. En estos casos deben dimensionarse de forma adecuada las soldaduras para soportar las tensiones entre chapa y conector. Por otra parte, tradicionalmente no se han tenido en cuenta los efectos de fatiga que pueden ocasionar los golpes de ariete y las pulsaciones de presión debidas a la regulación secundaria de la red. En esta tesis se ha establecido un procedimiento de comprobación de tuberías forzadas y blindajes sometidos a procesos de fatiga. Adicionalmente, se ha estudiado el caso real de las tuberías forzadas de una central reversible real (Bolarque II) en funcionamiento de regulación secundaria. Se ha concluido, como en otros casos analizados en la bibliografía, que las pulsaciones derivadas de la regulación secundaria no son significativas como para tener en cuenta la fatiga del acero. Por otra parte, las maniobras de arranque y parada (golpe de ariete) suponen una variación importante de la presión en la conducción. Sin embargo, el moderado número de ciclos permite asegurar la integridad de la tubería frente a fenómenos de fatiga. Nowadays, there is a significant concern in the development of projects in the field of hydroelectric power plants, particularly in the pump-storage projects. These plants are designed for high flow rates and heads, which entails large-diameter tunnels and high pressure ratios), and often as underground schemes. Therefore, this concern has reactivated studies about penstocks and in particular those related to steel liners. During the 1960s and 1970s due to hydropower-engineering development in Europe and North America, a major research effort was done. However, the increasing development of new large-scale hydropower projects has involved a renewed research effort during this decade. The adequacy of steel liner calculation methods is a very important issue in the proper technical development of new hydroelectric projects, and for the safety assessment of existing hydroelectric power plants in operation. In this work, an analysis of the structural behavior of pressure galleries in hydroelectric schemes was carried out. Also, a discussion and a review of existing calculation methods are included. In particular, the following issues have been considered: •Description and comparison of existing formulations for calculating the liner response to both external and internal pressure. •Analysis of an actual case study of a steel liner which failed due to external pressure. •Application of the Finite Element Method to liner modeling and analysis subjected to external pressure. •A parametric study of the shielding with stiffeners and discussion about the behavior of liner with stiffeners. •Constructive aspects and durability of pressure galleries. •Development of a methodology for estimating fatigue effects on penstocks and liners sue to pressure changes. •Analysis of an actual case study of a penstock under varying load and assessment of its safety against fatigue. The project of a hydropower penstock is a complex issue, due to the uncertainties in the definition of the problem data, such as the characteristics of the rock mass and its permeability, the determination of the water table, the existing gap between the steel liner and the concrete of the backfill, the geometric imperfections... Hence, the design and analysis of a steel liner must be addressed cautiously and take into account a review of previous studies performed. Ever, a sensitivity analysis of the various parameters involved in the calculation should be performed. In this work, some of the most relevant formulations for liner design subjected to inside and outside pressure have been studied. As a whole, there is a wide variety and its application does not lead to conclusive results. The classical formulations used in the steel liner calculation either with or without stiffeners under external pressure (Amstutz and Jacobsen) are not entirely adequate Also, those can yield both conservative and non-conservative results in large ranges of application. Traditionally design approaches only considered initial gap and ovality as the most relevant geometric imperfections. Thus, little attention was paid to those caused either by welding or by thickness loss in corroded areas. In the case study analyzed in this thesis, the actual working of the liner under external pressure has been simulated by the Finite Element Method. Results show that the stiffeners have not performed as such, since for unstiffened liner lower buckling pressures are obtained and for proper performance of the stiffeners would give a sufficient safety factor. Hence, it must be pointed out that stiffeners may perform either as such or as connectors. For the latter, welding must be designed to properly withstand stresses between the shell and the stiffener. Likewise, the potential fatigue effects due to both water hammer and pressure pulsations due to secondary regulation of the network have not been considered in many studies. It has been included in this work a procedure for checking penstocks and liners under fatigue processes. Additionally, the penstock fatigue response of an actual pump storage project (Bolarque II, Spain) subjected to secondary control operation has been assessed. As in other cases discussed in the literature, pulsations derived from the secondary control are not significant to account for fatigue of steel. Moreover, the start and stop manoeuvres (water hammer) cause a significant change in penstock pressure. However, the moderate number of cycles ensures the integrity of the penstock against fatigue phenomena.

Análisis del fenómeno de la expansividad de materiales en túneles construidos en anhidrita. Consecuencias y experiencias

Los graves problemas geotécnicos sucedidos en numerosos túneles europeos excavados en materiales que generan problemas de estabilidad, como consecuencia de su expansividad, los convierten en canalizadores de aguas. Estos materiales son fácilmente lavables al disolverse los sulfatos con el agua, provocando una decompresión y remoldeo del macizo, agravando y trasladando el problema más allá del inmediato entorno del túnel. En el caso particular de presencia de capas de anhidrita entre argilitas, además de la adopción de medidas de sostenimiento y revestimiento especiales, el sostenimiento primario y el revestimiento posterior deben ser excepcionalmente resistentes a las presiones que pueden llegar a transmitir el terreno a medio y largo plazo. En este artículo se describen los aspectos más relevantes de comportamiento hidromecánico de los suelos y las rocas sulfatadas y se presentan algunas experiencias, concluyendo sobre aspectos asociados al fenómeno de hinchamiento en túneles y su posible tratamiento.

Resistencia anisótropa de las rocas

La resistencia de un macizo rocoso es el resultado de la asociación de su composición mineralógica con su proceso de formación geológica, el cual origina unos planos de fragilidad microestructurales (matriz rocosa anisótropa) o macroestructurales (discontinuidades). En un entorno con tantas variables, múltiples fueron los modelos propuestos en el intento de predecir matemáticamente los resultados de los procesos de rotura, siendo importante conocer el tipo de material rocoso, diferente para cada autor, y la influencia que cada parámetro posee en su criterio. El presente trabajo consiste en el estudio de la resistencia anisótropa en rocas, comparando y analizando algunos de los diversos criterios existentes en la actualidad. Las partes principales del trabajo son tres: I. Presentación del tema y su reproducción en laboratorio. II. Caracterización de los modelos teóricos de Jaeger (1960), McLamore & Gray (1967), Hoek & Brown (1980), Duveau & Shao (1998) y Tien & Kuo (2001). III. Analizar el comportamiento de los diversos criterios frente a la variación de los parámetros implicados.

Criterios de resistencia al corte de las discontinuidades rocosas

La resistencia al corte de las discontinuidades de un macizo rocoso es un tema que se ha venido estudiando desde años atrás por diversos autores. Adquiere una gran importancia, debido a que constituye la base de diseños de taludes, de obras subterráneas y de otras obras de ingeniería. Es por esto que se presenta esta tesis como un aporte a las investigaciones realizadas en este ámbito. Se basa en la comparación de cuatro (4) criterios de resistencia al corte conocidos: Patton (1966), Ladanyi y Archambault (1970), Barton & Choubey (1976) y Maksimovic (1996). Con los cuatro criterios mencionados, se analiza la influencia de cada parámetro dentro de cada uno. Además, de observar las diferencias que presentan al utilizar los mismos valores de los parámetros independientes correspondientes. Procediendo de esta manera, se pueda tener una base para saber cuáles son los parámetros que resultan determinantes dentro de cada criterio. Se aplican dichos criterios a un caso práctico. Posteriormente, se proporcionan las conclusiones para el momento de necesitar utilizar cada uno de los cuatro criterios que se estudian.

Caracterización de un robot para aplicaciones de mecanizado con requerimientos de tolerancias

El presente Trabajo fin Fin de Máster, versa sobre una caracterización preliminar del comportamiento de un robot de tipo industrial, configurado por 4 eslabones y 4 grados de libertad, y sometido a fuerzas de mecanizado en su extremo. El entorno de trabajo planteado es el de plantas de fabricación de piezas de aleaciones de aluminio para automoción. Este tipo de componentes parte de un primer proceso de fundición que saca la pieza en bruto. Para series medias y altas, en función de las propiedades mecánicas y plásticas requeridas y los costes de producción, la inyección a alta presión (HPDC) y la fundición a baja presión (LPC) son las dos tecnologías más usadas en esta primera fase. Para inyección a alta presión, las aleaciones de aluminio más empleadas son, en designación simbólica según norma EN 1706 (entre paréntesis su designación numérica); EN AC AlSi9Cu3(Fe) (EN AC 46000) , EN AC AlSi9Cu3(Fe)(Zn) (EN AC 46500), y EN AC AlSi12Cu1(Fe) (EN AC 47100). Para baja presión, EN AC AlSi7Mg0,3 (EN AC 42100). En los 3 primeros casos, los límites de Silicio permitidos pueden superan el 10%. En el cuarto caso, es inferior al 10% por lo que, a los efectos de ser sometidas a mecanizados, las piezas fabricadas en aleaciones con Si superior al 10%, se puede considerar que son equivalentes, diferenciándolas de la cuarta. Las tolerancias geométricas y dimensionales conseguibles directamente de fundición, recogidas en normas como ISO 8062 o DIN 1688-1, establecen límites para este proceso. Fuera de esos límites, las garantías en conseguir producciones con los objetivos de ppms aceptados en la actualidad por el mercado, obligan a ir a fases posteriores de mecanizado. Aquellas geometrías que, funcionalmente, necesitan disponer de unas tolerancias geométricas y/o dimensionales definidas acorde a ISO 1101, y no capaces por este proceso inicial de moldeado a presión, deben ser procesadas en una fase posterior en células de mecanizado. En este caso, las tolerancias alcanzables para procesos de arranque de viruta se recogen en normas como ISO 2768. Las células de mecanizado se componen, por lo general, de varios centros de control numérico interrelacionados y comunicados entre sí por robots que manipulan las piezas en proceso de uno a otro. Dichos robots, disponen en su extremo de una pinza utillada para poder coger y soltar las piezas en los útiles de mecanizado, las mesas de intercambio para cambiar la pieza de posición o en utillajes de equipos de medición y prueba, o en cintas de entrada o salida. La repetibilidad es alta, de centésimas incluso, definida según norma ISO 9283. El problema es que, estos rangos de repetibilidad sólo se garantizan si no se hacen esfuerzos o éstos son despreciables (caso de mover piezas). Aunque las inercias de mover piezas a altas velocidades hacen que la trayectoria intermedia tenga poca precisión, al inicio y al final (al coger y dejar pieza, p.e.) se hacen a velocidades relativamente bajas que hacen que el efecto de las fuerzas de inercia sean menores y que permiten garantizar la repetibilidad anteriormente indicada. No ocurre así si se quitara la garra y se intercambia con un cabezal motorizado con una herramienta como broca, mandrino, plato de cuchillas, fresas frontales o tangenciales… Las fuerzas ejercidas de mecanizado generarían unos pares en las uniones tan grandes y tan variables que el control del robot no sería capaz de responder (o no está preparado, en un principio) y generaría una desviación en la trayectoria, realizada a baja velocidad, que desencadenaría en un error de posición (ver norma ISO 5458) no asumible para la funcionalidad deseada. Se podría llegar al caso de que la tolerancia alcanzada por un pretendido proceso más exacto diera una dimensión peor que la que daría el proceso de fundición, en principio con mayor variabilidad dimensional en proceso (y por ende con mayor intervalo de tolerancia garantizable). De hecho, en los CNCs, la precisión es muy elevada, (pudiéndose despreciar en la mayoría de los casos) y no es la responsable de, por ejemplo la tolerancia de posición al taladrar un agujero. Factores como, temperatura de la sala y de la pieza, calidad constructiva de los utillajes y rigidez en el amarre, error en el giro de mesas y de colocación de pieza, si lleva agujeros previos o no, si la herramienta está bien equilibrada y el cono es el adecuado para el tipo de mecanizado… influyen más. Es interesante que, un elemento no específico tan común en una planta industrial, en el entorno anteriormente descrito, como es un robot, el cual no sería necesario añadir por disponer de él ya (y por lo tanto la inversión sería muy pequeña), puede mejorar la cadena de valor disminuyendo el costo de fabricación. Y si se pudiera conjugar que ese robot destinado a tareas de manipulación, en los muchos tiempos de espera que va a disfrutar mientras el CNC arranca viruta, pudiese coger un cabezal y apoyar ese mecanizado; sería doblemente interesante. Por lo tanto, se antoja sugestivo poder conocer su comportamiento e intentar explicar qué sería necesario para llevar esto a cabo, motivo de este trabajo. La arquitectura de robot seleccionada es de tipo SCARA. La búsqueda de un robot cómodo de modelar y de analizar cinemática y dinámicamente, sin limitaciones relevantes en la multifuncionalidad de trabajos solicitados, ha llevado a esta elección, frente a otras arquitecturas como por ejemplo los robots antropomórficos de 6 grados de libertad, muy populares a nivel industrial. Este robot dispone de 3 uniones, de las cuales 2 son de tipo par de revolución (1 grado de libertad cada una) y la tercera es de tipo corredera o par cilíndrico (2 grados de libertad). La primera unión, de tipo par de revolución, sirve para unir el suelo (considerado como eslabón número 1) con el eslabón número 2. La segunda unión, también de ese tipo, une el eslabón número 2 con el eslabón número 3. Estos 2 brazos, pueden describir un movimiento horizontal, en el plano X-Y. El tercer eslabón, está unido al eslabón número 4 por la unión de tipo corredera. El movimiento que puede describir es paralelo al eje Z. El robot es de 4 grados de libertad (4 motores). En relación a los posibles trabajos que puede realizar este tipo de robot, su versatilidad abarca tanto operaciones típicas de manipulación como operaciones de arranque de viruta. Uno de los mecanizados más usuales es el taladrado, por lo cual se elige éste para su modelización y análisis. Dentro del taladrado se elegirá para acotar las fuerzas, taladrado en macizo con broca de diámetro 9 mm. El robot se ha considerado por el momento que tenga comportamiento de sólido rígido, por ser el mayor efecto esperado el de los pares en las uniones. Para modelar el robot se utiliza el método de los sistemas multicuerpos. Dentro de este método existen diversos tipos de formulaciones (p.e. Denavit-Hartenberg). D-H genera una cantidad muy grande de ecuaciones e incógnitas. Esas incógnitas son de difícil comprensión y, para cada posición, hay que detenerse a pensar qué significado tienen. Se ha optado por la formulación de coordenadas naturales. Este sistema utiliza puntos y vectores unitarios para definir la posición de los distintos cuerpos, y permite compartir, cuando es posible y se quiere, para definir los pares cinemáticos y reducir al mismo tiempo el número de variables. Las incógnitas son intuitivas, las ecuaciones de restricción muy sencillas y se reduce considerablemente el número de ecuaciones e incógnitas. Sin embargo, las coordenadas naturales “puras” tienen 2 problemas. El primero, que 2 elementos con un ángulo de 0 o 180 grados, dan lugar a puntos singulares que pueden crear problemas en las ecuaciones de restricción y por lo tanto han de evitarse. El segundo, que tampoco inciden directamente sobre la definición o el origen de los movimientos. Por lo tanto, es muy conveniente complementar esta formulación con ángulos y distancias (coordenadas relativas). Esto da lugar a las coordenadas naturales mixtas, que es la formulación final elegida para este TFM. Las coordenadas naturales mixtas no tienen el problema de los puntos singulares. Y la ventaja más importante reside en su utilidad a la hora de aplicar fuerzas motrices, momentos o evaluar errores. Al incidir sobre la incógnita origen (ángulos o distancias) controla los motores de manera directa. El algoritmo, la simulación y la obtención de resultados se ha programado mediante Matlab. Para realizar el modelo en coordenadas naturales mixtas, es preciso modelar en 2 pasos el robot a estudio. El primer modelo se basa en coordenadas naturales. Para su validación, se plantea una trayectoria definida y se analiza cinemáticamente si el robot satisface el movimiento solicitado, manteniendo su integridad como sistema multicuerpo. Se cuantifican los puntos (en este caso inicial y final) que configuran el robot. Al tratarse de sólidos rígidos, cada eslabón queda definido por sus respectivos puntos inicial y final (que son los más interesantes para la cinemática y la dinámica) y por un vector unitario no colineal a esos 2 puntos. Los vectores unitarios se colocan en los lugares en los que se tenga un eje de rotación o cuando se desee obtener información de un ángulo. No son necesarios vectores unitarios para medir distancias. Tampoco tienen por qué coincidir los grados de libertad con el número de vectores unitarios. Las longitudes de cada eslabón quedan definidas como constantes geométricas. Se establecen las restricciones que definen la naturaleza del robot y las relaciones entre los diferentes elementos y su entorno. La trayectoria se genera por una nube de puntos continua, definidos en coordenadas independientes. Cada conjunto de coordenadas independientes define, en un instante concreto, una posición y postura de robot determinada. Para conocerla, es necesario saber qué coordenadas dependientes hay en ese instante, y se obtienen resolviendo por el método de Newton-Rhapson las ecuaciones de restricción en función de las coordenadas independientes. El motivo de hacerlo así es porque las coordenadas dependientes deben satisfacer las restricciones, cosa que no ocurre con las coordenadas independientes. Cuando la validez del modelo se ha probado (primera validación), se pasa al modelo 2. El modelo número 2, incorpora a las coordenadas naturales del modelo número 1, las coordenadas relativas en forma de ángulos en los pares de revolución (3 ángulos; ϕ1, ϕ 2 y ϕ3) y distancias en los pares prismáticos (1 distancia; s). Estas coordenadas relativas pasan a ser las nuevas coordenadas independientes (sustituyendo a las coordenadas independientes cartesianas del modelo primero, que eran coordenadas naturales). Es necesario revisar si el sistema de vectores unitarios del modelo 1 es suficiente o no. Para este caso concreto, se han necesitado añadir 1 vector unitario adicional con objeto de que los ángulos queden perfectamente determinados con las correspondientes ecuaciones de producto escalar y/o vectorial. Las restricciones habrán de ser incrementadas en, al menos, 4 ecuaciones; una por cada nueva incógnita. La validación del modelo número 2, tiene 2 fases. La primera, al igual que se hizo en el modelo número 1, a través del análisis cinemático del comportamiento con una trayectoria definida. Podrían obtenerse del modelo 2 en este análisis, velocidades y aceleraciones, pero no son necesarios. Tan sólo interesan los movimientos o desplazamientos finitos. Comprobada la coherencia de movimientos (segunda validación), se pasa a analizar cinemáticamente el comportamiento con trayectorias interpoladas. El análisis cinemático con trayectorias interpoladas, trabaja con un número mínimo de 3 puntos máster. En este caso se han elegido 3; punto inicial, punto intermedio y punto final. El número de interpolaciones con el que se actúa es de 50 interpolaciones en cada tramo (cada 2 puntos máster hay un tramo), resultando un total de 100 interpolaciones. El método de interpolación utilizado es el de splines cúbicas con condición de aceleración inicial y final constantes, que genera las coordenadas independientes de los puntos interpolados de cada tramo. Las coordenadas dependientes se obtienen resolviendo las ecuaciones de restricción no lineales con el método de Newton-Rhapson. El método de las splines cúbicas es muy continuo, por lo que si se desea modelar una trayectoria en el que haya al menos 2 movimientos claramente diferenciados, es preciso hacerlo en 2 tramos y unirlos posteriormente. Sería el caso en el que alguno de los motores se desee expresamente que esté parado durante el primer movimiento y otro distinto lo esté durante el segundo movimiento (y así sucesivamente). Obtenido el movimiento, se calculan, también mediante fórmulas de diferenciación numérica, las velocidades y aceleraciones independientes. El proceso es análogo al anteriormente explicado, recordando la condición impuesta de que la aceleración en el instante t= 0 y en instante t= final, se ha tomado como 0. Las velocidades y aceleraciones dependientes se calculan resolviendo las correspondientes derivadas de las ecuaciones de restricción. Se comprueba, de nuevo, en una tercera validación del modelo, la coherencia del movimiento interpolado. La dinámica inversa calcula, para un movimiento definido -conocidas la posición, velocidad y la aceleración en cada instante de tiempo-, y conocidas las fuerzas externas que actúan (por ejemplo el peso); qué fuerzas hay que aplicar en los motores (donde hay control) para que se obtenga el citado movimiento. En la dinámica inversa, cada instante del tiempo es independiente de los demás y tiene una posición, una velocidad y una aceleración y unas fuerzas conocidas. En este caso concreto, se desean aplicar, de momento, sólo las fuerzas debidas al peso, aunque se podrían haber incorporado fuerzas de otra naturaleza si se hubiese deseado. Las posiciones, velocidades y aceleraciones, proceden del cálculo cinemático. El efecto inercial de las fuerzas tenidas en cuenta (el peso) es calculado. Como resultado final del análisis dinámico inverso, se obtienen los pares que han de ejercer los cuatro motores para replicar el movimiento prescrito con las fuerzas que estaban actuando. La cuarta validación del modelo consiste en confirmar que el movimiento obtenido por aplicar los pares obtenidos en la dinámica inversa, coinciden con el obtenido en el análisis cinemático (movimiento teórico). Para ello, es necesario acudir a la dinámica directa. La dinámica directa se encarga de calcular el movimiento del robot, resultante de aplicar unos pares en motores y unas fuerzas en el robot. Por lo tanto, el movimiento real resultante, al no haber cambiado ninguna condición de las obtenidas en la dinámica inversa (pares de motor y fuerzas inerciales debidas al peso de los eslabones) ha de ser el mismo al movimiento teórico. Siendo así, se considera que el robot está listo para trabajar. Si se introduce una fuerza exterior de mecanizado no contemplada en la dinámica inversa y se asigna en los motores los mismos pares resultantes de la resolución del problema dinámico inverso, el movimiento real obtenido no es igual al movimiento teórico. El control de lazo cerrado se basa en ir comparando el movimiento real con el deseado e introducir las correcciones necesarias para minimizar o anular las diferencias. Se aplican ganancias en forma de correcciones en posición y/o velocidad para eliminar esas diferencias. Se evalúa el error de posición como la diferencia, en cada punto, entre el movimiento teórico deseado en el análisis cinemático y el movimiento real obtenido para cada fuerza de mecanizado y una ganancia concreta. Finalmente, se mapea el error de posición obtenido para cada fuerza de mecanizado y las diferentes ganancias previstas, graficando la mejor precisión que puede dar el robot para cada operación que se le requiere, y en qué condiciones. -------------- This Master´s Thesis deals with a preliminary characterization of the behaviour for an industrial robot, configured with 4 elements and 4 degrees of freedoms, and subjected to machining forces at its end. Proposed working conditions are those typical from manufacturing plants with aluminium alloys for automotive industry. This type of components comes from a first casting process that produces rough parts. For medium and high volumes, high pressure die casting (HPDC) and low pressure die casting (LPC) are the most used technologies in this first phase. For high pressure die casting processes, most used aluminium alloys are, in simbolic designation according EN 1706 standard (between brackets, its numerical designation); EN AC AlSi9Cu3(Fe) (EN AC 46000) , EN AC AlSi9Cu3(Fe)(Zn) (EN AC 46500), y EN AC AlSi12Cu1(Fe) (EN AC 47100). For low pressure, EN AC AlSi7Mg0,3 (EN AC 42100). For the 3 first alloys, Si allowed limits can exceed 10% content. Fourth alloy has admisible limits under 10% Si. That means, from the point of view of machining, that components made of alloys with Si content above 10% can be considered as equivalent, and the fourth one must be studied separately. Geometrical and dimensional tolerances directly achievables from casting, gathered in standards such as ISO 8062 or DIN 1688-1, establish a limit for this process. Out from those limits, guarantees to achieve batches with objetive ppms currently accepted by market, force to go to subsequent machining process. Those geometries that functionally require a geometrical and/or dimensional tolerance defined according ISO 1101, not capable with initial moulding process, must be obtained afterwards in a machining phase with machining cells. In this case, tolerances achievables with cutting processes are gathered in standards such as ISO 2768. In general terms, machining cells contain several CNCs that they are interrelated and connected by robots that handle parts in process among them. Those robots have at their end a gripper in order to take/remove parts in machining fixtures, in interchange tables to modify position of part, in measurement and control tooling devices, or in entrance/exit conveyors. Repeatibility for robot is tight, even few hundredths of mm, defined according ISO 9283. Problem is like this; those repeatibilty ranks are only guaranteed when there are no stresses or they are not significant (f.e. due to only movement of parts). Although inertias due to moving parts at a high speed make that intermediate paths have little accuracy, at the beginning and at the end of trajectories (f.e, when picking part or leaving it) movement is made with very slow speeds that make lower the effect of inertias forces and allow to achieve repeatibility before mentioned. It does not happens the same if gripper is removed and it is exchanged by an spindle with a machining tool such as a drilling tool, a pcd boring tool, a face or a tangential milling cutter… Forces due to machining would create such big and variable torques in joints that control from the robot would not be able to react (or it is not prepared in principle) and would produce a deviation in working trajectory, made at a low speed, that would trigger a position error (see ISO 5458 standard) not assumable for requested function. Then it could be possible that tolerance achieved by a more exact expected process would turn out into a worst dimension than the one that could be achieved with casting process, in principle with a larger dimensional variability in process (and hence with a larger tolerance range reachable). As a matter of fact, accuracy is very tight in CNC, (its influence can be ignored in most cases) and it is not the responsible of, for example position tolerance when drilling a hole. Factors as, room and part temperature, manufacturing quality of machining fixtures, stiffness at clamping system, rotating error in 4th axis and part positioning error, if there are previous holes, if machining tool is properly balanced, if shank is suitable for that machining type… have more influence. It is interesting to know that, a non specific element as common, at a manufacturing plant in the enviroment above described, as a robot (not needed to be added, therefore with an additional minimum investment), can improve value chain decreasing manufacturing costs. And when it would be possible to combine that the robot dedicated to handling works could support CNCs´ works in its many waiting time while CNCs cut, and could take an spindle and help to cut; it would be double interesting. So according to all this, it would be interesting to be able to know its behaviour and try to explain what would be necessary to make this possible, reason of this work. Selected robot architecture is SCARA type. The search for a robot easy to be modeled and kinematically and dinamically analyzed, without significant limits in the multifunctionality of requested operations, has lead to this choice. Due to that, other very popular architectures in the industry, f.e. 6 DOFs anthropomorphic robots, have been discarded. This robot has 3 joints, 2 of them are revolute joints (1 DOF each one) and the third one is a cylindrical joint (2 DOFs). The first joint, a revolute one, is used to join floor (body 1) with body 2. The second one, a revolute joint too, joins body 2 with body 3. These 2 bodies can move horizontally in X-Y plane. Body 3 is linked to body 4 with a cylindrical joint. Movement that can be made is paralell to Z axis. The robt has 4 degrees of freedom (4 motors). Regarding potential works that this type of robot can make, its versatility covers either typical handling operations or cutting operations. One of the most common machinings is to drill. That is the reason why it has been chosen for the model and analysis. Within drilling, in order to enclose spectrum force, a typical solid drilling with 9 mm diameter. The robot is considered, at the moment, to have a behaviour as rigid body, as biggest expected influence is the one due to torques at joints. In order to modelize robot, it is used multibodies system method. There are under this heading different sorts of formulations (f.e. Denavit-Hartenberg). D-H creates a great amount of equations and unknown quantities. Those unknown quatities are of a difficult understanding and, for each position, one must stop to think about which meaning they have. The choice made is therefore one of formulation in natural coordinates. This system uses points and unit vectors to define position of each different elements, and allow to share, when it is possible and wished, to define kinematic torques and reduce number of variables at the same time. Unknown quantities are intuitive, constrain equations are easy and number of equations and variables are strongly reduced. However, “pure” natural coordinates suffer 2 problems. The first one is that 2 elements with an angle of 0° or 180°, give rise to singular positions that can create problems in constrain equations and therefore they must be avoided. The second problem is that they do not work directly over the definition or the origin of movements. Given that, it is highly recommended to complement this formulation with angles and distances (relative coordinates). This leads to mixed natural coordinates, and they are the final formulation chosen for this MTh. Mixed natural coordinates have not the problem of singular positions. And the most important advantage lies in their usefulness when applying driving forces, torques or evaluating errors. As they influence directly over origin variable (angles or distances), they control motors directly. The algorithm, simulation and obtaining of results has been programmed with Matlab. To design the model in mixed natural coordinates, it is necessary to model the robot to be studied in 2 steps. The first model is based in natural coordinates. To validate it, it is raised a defined trajectory and it is kinematically analyzed if robot fulfils requested movement, keeping its integrity as multibody system. The points (in this case starting and ending points) that configure the robot are quantified. As the elements are considered as rigid bodies, each of them is defined by its respectively starting and ending point (those points are the most interesting ones from the point of view of kinematics and dynamics) and by a non-colinear unit vector to those points. Unit vectors are placed where there is a rotating axis or when it is needed information of an angle. Unit vectors are not needed to measure distances. Neither DOFs must coincide with the number of unit vectors. Lengths of each arm are defined as geometrical constants. The constrains that define the nature of the robot and relationships among different elements and its enviroment are set. Path is generated by a cloud of continuous points, defined in independent coordinates. Each group of independent coordinates define, in an specific instant, a defined position and posture for the robot. In order to know it, it is needed to know which dependent coordinates there are in that instant, and they are obtained solving the constraint equations with Newton-Rhapson method according to independent coordinates. The reason to make it like this is because dependent coordinates must meet constraints, and this is not the case with independent coordinates. When suitability of model is checked (first approval), it is given next step to model 2. Model 2 adds to natural coordinates from model 1, the relative coordinates in the shape of angles in revoluting torques (3 angles; ϕ1, ϕ 2 and ϕ3) and distances in prismatic torques (1 distance; s). These relative coordinates become the new independent coordinates (replacing to cartesian independent coordinates from model 1, that they were natural coordinates). It is needed to review if unit vector system from model 1 is enough or not . For this specific case, it was necessary to add 1 additional unit vector to define perfectly angles with their related equations of dot and/or cross product. Constrains must be increased in, at least, 4 equations; one per each new variable. The approval of model 2 has two phases. The first one, same as made with model 1, through kinematic analysis of behaviour with a defined path. During this analysis, it could be obtained from model 2, velocities and accelerations, but they are not needed. They are only interesting movements and finite displacements. Once that the consistence of movements has been checked (second approval), it comes when the behaviour with interpolated trajectories must be kinematically analyzed. Kinematic analysis with interpolated trajectories work with a minimum number of 3 master points. In this case, 3 points have been chosen; starting point, middle point and ending point. The number of interpolations has been of 50 ones in each strecht (each 2 master points there is an strecht), turning into a total of 100 interpolations. The interpolation method used is the cubic splines one with condition of constant acceleration both at the starting and at the ending point. This method creates the independent coordinates of interpolated points of each strecht. The dependent coordinates are achieved solving the non-linear constrain equations with Newton-Rhapson method. The method of cubic splines is very continuous, therefore when it is needed to design a trajectory in which there are at least 2 movements clearly differents, it is required to make it in 2 steps and join them later. That would be the case when any of the motors would keep stopped during the first movement, and another different motor would remain stopped during the second movement (and so on). Once that movement is obtained, they are calculated, also with numerical differenciation formulas, the independent velocities and accelerations. This process is analogous to the one before explained, reminding condition that acceleration when t=0 and t=end are 0. Dependent velocities and accelerations are calculated solving related derivatives of constrain equations. In a third approval of the model it is checked, again, consistence of interpolated movement. Inverse dynamics calculates, for a defined movement –knowing position, velocity and acceleration in each instant of time-, and knowing external forces that act (f.e. weights); which forces must be applied in motors (where there is control) in order to obtain requested movement. In inverse dynamics, each instant of time is independent of the others and it has a position, a velocity, an acceleration and known forces. In this specific case, it is intended to apply, at the moment, only forces due to the weight, though forces of another nature could have been added if it would have been preferred. The positions, velocities and accelerations, come from kinematic calculation. The inertial effect of forces taken into account (weight) is calculated. As final result of the inverse dynamic analysis, the are obtained torques that the 4 motors must apply to repeat requested movement with the forces that were acting. The fourth approval of the model consists on confirming that the achieved movement due to the use of the torques obtained in the inverse dynamics, are in accordance with movements from kinematic analysis (theoretical movement). For this, it is necessary to work with direct dynamics. Direct dynamic is in charge of calculating the movements of robot that results from applying torques at motors and forces at the robot. Therefore, the resultant real movement, as there was no change in any condition of the ones obtained at the inverse dynamics (motor torques and inertial forces due to weight of elements) must be the same than theoretical movement. When these results are achieved, it is considered that robot is ready to work. When a machining external force is introduced and it was not taken into account before during the inverse dynamics, and torques at motors considered are the ones of the inverse dynamics, the real movement obtained is not the same than the theoretical movement. Closed loop control is based on comparing real movement with expected movement and introducing required corrrections to minimize or cancel differences. They are applied gains in the way of corrections for position and/or tolerance to remove those differences. Position error is evaluated as the difference, in each point, between theoretical movemment (calculated in the kinematic analysis) and the real movement achieved for each machining force and for an specific gain. Finally, the position error obtained for each machining force and gains are mapped, giving a chart with the best accuracy that the robot can give for each operation that has been requested and which conditions must be provided.

Diseño del sostenimiento primario y secundario del túnel de aducción de la central hidroeléctrica Renace III

El presente proyecto trata el diseño del sostenimiento y revestimiento del túnel de aducción de la Central hidroeléctrica Renace III. Se ha diseñado un sostenimiento con el fin de cumplir de forma óptima los requisitos funcionales , estructurales y económicos, garantizando de forma primordial la seguridad y durabilidad de la construcción. A partir del conocimiento geológico-geotécnico del macizo encajante se definen mediante clasificaciones geomecánicas divisiones del terreno en función de su calidad. Para cada una de ellas se ha definido una sección tipo de sostenimiento estableciendo sus respectivas especificaciones. A la justificación del cumplimiento de los requisitos se llega mediante distintos métodos empíricos y de cálculo, operando de la misma forma a la hora de decidir el revestimiento. Por último se ha definido la impermeabilización y el plan de auscultación con el fin de garantizar la seguridad y estanqueidad del túnel. ABSTRACT The aim of this project is to design the support and lining of the adduction tunnel in Renace III Hydroelectric Plant. The support has been defined to optimize functional structural and economical demands guaranteeing the tunnel´s safety and durability. Starting with an exhaustive knowledge of the rock mass, divisions of the quality ground by using geomechanical classifications shall be done. Special support for each division has been defined through several empirical and mathematical methods, using the same process to define the lining. Finally, a waterproofing and an auscultation plan has been designed in order to provide sealing and protection

Notas sobre flora y vegetación en el sector oriental del Sistema Central

Este trabajo contiene un total de 107 citas recogidas en el macizo de Ayilón y zonas próximas, acompañadas por una síntesis de la información previa disponible acerca de cada especie en la zona y por referencias mesológicas básicas de cada emplazamiento. En la segunda parte se incluye una descripción botánica de la l1arnada Acebeda de Becerril, ubicada en el monte núm. 64 del CUP de Segovia.

La estabilidad del frente de excavación de un túnel en terrenos heterogéneos o con un criterio de rotura no-lineal

El frente de un túnel puede colapsar si la presión aplicada sobre el es inferior a un valor limite denominado presión “critica” o “de colapso”. En este trabajo se desarrolla y presenta un mecanismo de rotura rotacional generado punto a punto para el cálculo de la presión de colapso del frente de túneles excavados en terrenos estratificados o en materiales que siguen un criterio de rotura nolineal. La solución propuesta es una solución de contorno superior en el marco del Análisis Límite y supone una generalización del mecanismo de rotura mas reciente existente en la bibliografía. La presencia de un terreno estratificado o con un criterio de rotura no-lineal implica una variabilidad espacial de las propiedades resistentes. Debido a esto, se generaliza el mecanismo desarrollado por Mollon et al. (2011b) para suelos, de tal forma que se puedan considerar valores locales del ángulo de rozamiento y de la cohesión. Además, la estratificación del terreno permite una rotura parcial del frente, por lo que se implementa esta posibilidad en el mecanismo, siendo la primera solución que emplea un mecanismo de rotura que se ajusta a la estratigrafía del terreno. Por otro lado, la presencia de un material con un criterio de rotura no-lineal exige introducir en el modelo, como variable de estudio, el estado tensional en el frente, el cual se somete al mismo proceso de optimización que las variables geométricas del mecanismo. Se emplea un modelo numérico 3D para validar las predicciones del mecanismo de Análisis Limite, demostrando que proporciona, con un esfuerzo computacional significativamente reducido, buenas predicciones de la presión critica, del tipo de rotura (global o parcial) en terrenos estratificados y de la geometría de fallo. El mecanismo validado se utiliza para realizar diferentes estudios paramétricos sobre la influencia de la estratigrafía en la presión de colapso. Igualmente, se emplea para elaborar cuadros de diseño de la presión de colapso para túneles ejecutados con tuneladora en macizos rocosos de mala calidad y para analizar la influencia en la estabilidad del frente del método constructivo. Asimismo, se lleva a cabo un estudio de fiabilidad de la estabilidad del frente de un túnel excavado en un macizo rocoso altamente fracturado. A partir de el se analiza como afectan las diferentes hipótesis acerca de los tipos de distribución y de las estructuras de correlación a los resultados de fiabilidad. Se investiga también la sensibilidad de los índices de fiabilidad a los cambios en las variables aleatorias, identificando las mas relevantes para el diseño. Por ultimo, se lleva a cabo un estudio experimental mediante un modelo de laboratorio a escala reducida. El modelo representa medio túnel, lo cual permite registrar el movimiento del material mediante una técnica de correlación de imágenes fotográficas. El ensayo se realiza con una arena seca y se controla por deformaciones mediante un pistón que simula el frente. Los resultados obtenidos se comparan con las estimaciones de la solución de Análisis Límite, obteniéndose un ajuste razonable, de acuerdo a la literatura, tanto en la geometría de rotura como en la presión de colapso. A tunnel face may collapse if the applied support pressure is lower than a limit value called the ‘critical’ or ‘collapse’ pressure. In this work, an advanced rotational failure mechanism generated ‘‘point-by-point” is developed to compute the collapse pressure for tunnel faces in layered (or stratified) grounds or in materials that follow a non-linear failure criterion. The proposed solution is an upper bound solution in the framework of limit analysis which extends the most advanced face failure mechanism in the literature. The excavation of the tunnel in a layered ground or in materials with a non-linear failure criterion may lead to a spatial variability of the strength properties. Because of this, the rotational mechanism recently proposed by Mollon et al. (2011b) for Mohr-Coulomb soils is generalized so that it can consider local values of the friction angle and of the cohesion. For layered soils, the mechanism needs to be extended to consider the possibility for partial collapse. The proposed methodology is the first solution with a partial collapse mechanism that can fit to the stratification. Similarly, the use of a nonlinear failure criterion introduces the need to introduce new parameters in the optimization problem to consider the distribution of normal stresses along the failure surface. A 3D numerical model is employed to validate the predictions of the limit analysis mechanism, demonstrating that it provides, with a significantly reduced computational effort, good predictions of critical pressure, of the type of collapse (global or partial) in layered soils, and of its geometry. The mechanism is then employed to conduct parametric studies of the influence of several geometrical and mechanical parameters on face stability of tunnels in layered soils. Similarly, the methodology has been further employed to develop simple design charts that provide the face collapse pressure of tunnels driven by TBM in low quality rock masses and to study the influence of the construction method. Finally, a reliability analysis of the stability of a tunnel face driven in a highly fractured rock mass is performed. The objective is to analyze how different assumptions about distributions types and correlation structures affect the reliability results. In addition, the sensitivity of the reliability index to changes in the random variables is studied, identifying the most relevant variables for engineering design. Finally, an experimental study is carried out using a small-scale laboratory model. The problem is modeled in half, cutting through the tunnel axis vertically, so that displacements of soil particles can be recorded by a digital image correlation technique. The tests were performed with dry sand and displacements are controlled by a piston that supports the soil. The results of the model are compared with the predictions of the Limit Analysis mechanism. A reasonable agreement, according to literature, is obtained between the shapes of the failure surfaces and between the collapse pressures observed in the model tests and computed with the analytical solution.

Túneles en macizos calcáreos karstificados: impacto en las obras subterráneas de los fenómenos kársticos, su evaluación y tratamiento

En esta Tesis Doctoral se aborda un tema poco estudiado en el ámbito de los túneles y cuya problemática está basada en los riesgos e incertidumbres que representa el diseño y ejecución de túneles en macizos calizos karstificados. Mediante un estudio profundo del comportamiento de distintos casos reales de túneles en macizos kársticos calizos, aportando la realización de modelos y la experiencia constructiva del autor, se pretende proponer un procedimiento que permita sistematizar las actuaciones, investigación, evaluación y tratamiento en los túneles en karst, como herramienta básica para la toma de decisiones primarias correctas. Además, se proponen herramientas que pueden ayudar a mejorar el diseño y a decidir las medidas más eficientes para afrontar los problemas que genera el karst en los túneles, minimizando los riesgos para todos los actores, su probabilidad e impacto. Se profundiza en tres fases principales (que son referidas en la tesis en cuatro Partes): La INVESTIGACIÓN del macizo rocoso: La investigación engloba todas las actuaciones observacionales encaminadas a obtener el IK (Índice de Karstificación), así como las investigaciones necesarias mediante recopilación de datos superficiales, hidrogeológicos, climáticos, topográficos, así como los datos de investigaciones geofísicas, fotointerpretación, sondeos y ensayos geotécnicos que sean posibles. Mediante la misma, se debe alcanzar un conocimiento suficiente para llevar a cabo la determinación de la Caracterización geomecánica básica del macizo rocoso a distintas profundidades, la determinación del Modelo o modo de karstificación del macizo rocoso respecto al túnel y la Zonificación del índice de karstificación en el ámbito de actuación en el que se implantará el túnel. En esta primera fase es necesaria la correcta Definición geométrica y trazado de la obra subterránea: En función de las necesidades que plantee el proyecto y de los condicionantes externos de la infraestructura, se deben establecer los requisitos mínimos de gálibo necesarios, así como las condiciones de máximas pendientes para el trazado en alzado y los radios mínimos de las curvas en planta, en función del procedimiento constructivo y motivación de construcción del túnel (ferrocarril, carretera o hidráulico, etc...). Estas son decisiones estratégicas o primerias para las que se ha de contar con un criterio y datos adecuados. En esta fase, son importantes las decisiones en cuanto a las monteras o profundidades relativas a la karstificación dominante e investigación de las tensiones naturales del macizo, tectónica, así como las dimensiones del túnel en función de las cavidades previstas, tratamientos, proceso de excavación y explotación. En esta decisión se debe definir, conocida ya de forma parcial la geotecnia básica, el procedimiento de excavación en función de las longitudes del túnel y la clasificación geomecánica del terreno, así como sus monteras mínimas, accesos y condicionantes medioambientales, pero también en función de la hidrogeología. Se establecerá la afección esperable en el túnel, identificando en la sectorización del túnel, la afección esperable de forma general para las secciones pésimas del túnel. Con todos estos datos, en esta primera aproximación, es posible realizar el inventario de casos posibles a lo largo del trazado, para poder, posteriormente, minimizar el número de casos con mayores riesgos (técnicos, temporales o económicos) que requieran de tratamiento. Para la fase de EVALUACIÓN de la matriz de casos posibles en función del trazado inicial escogido (que puede estar ya impuesto por el proyecto, si no se ha podido intervenir en dicha fase), es necesario valorar el comportamiento teórico del túnel en toda su longitud, estudiando las secciones concretas según el tipo y el modo de afección (CASOS) y todo ello en función de los resultados de los estudios realizados en otros túneles. Se debe evaluar el riesgo para cada uno de los casos en función de las longitudes de túnel que se esperan que sean afectadas y el proceso constructivo y de excavación que se vaya a adoptar, a veces varios. Es importante tener en cuenta la existencia o no de agua o relleno arcilloso o incluso heterogéneo en las cavidades, ya que los riesgos se multiplican, así mismo se tendrá en cuenta la estabilidad del frente y del perímetro del túnel. En esta segunda fase se concluirá una nueva matriz con los resultados de los riesgos para cada uno de los casos que se presentarán en el túnel estudiado. El TRATAMIENTO, que se debe proponer al mismo tiempo que una serie de actuaciones para cada uno de los casos (combinación de tipos y modos de afección), debiendo evaluar la eficacia y eficiencia, es decir la relevancia técnica y económica, y como se pueden optimizar los tratamientos. Si la tabla de riesgos que se debe generar de nuevo introduciendo los factores técnicos y económicos no resulta aceptable, será necesaria la reconsideración de los parámetros determinados en fases anteriores. Todo el desarrollo de estas tres etapas se ha recogido en 4 partes, en la primera parte se establece un método de estudio e interpretativo de las investigaciones superficiales y geotécnicas, denominado índice de karstificación. En la segunda parte, se estudia la afección a las obras subterráneas, modelos y tipos de afección, desde un punto de vista teórico. La tercera parte trata de una recopilación de casos reales y las consecuencias extraídas de ellos. Y finalmente, la cuarta parte establece los tratamientos y actuaciones para el diseño y ejecución de túneles en macizos kársticos calizos. Las novedades más importantes que presenta este trabajo son: El estudio de los casos de túneles realizados en karst calizo. Propuesta de los tratamientos más efectivos en casos generales. La evaluación de riesgos en función de las tipologías de túnel y afecciones en casos generales. La propuesta de investigación superficial mediante el índice de karstificación observacional. La evaluación mediante modelos del comportamiento teórico de los túneles en karst para casos muy generales de la influencia de la forma, profundidad y desarrollo de la karstificación. In this doctoral thesis is studied the recommended investigation, evaluation and treatment when a tunnel is planed and constructed in karstic calcareous rock masses. Calcareous rock masses were selected only because the slow disolution produces stable conduct and caves instead the problems of sudden disolutions. Karstification index (IK) that encompasses various aspects of research karstic rock mass is presented. The karst rock masses are all unique and there are no similarities between them in size or density cavities ducts, but both their formation mechanisms, like, geological and hydrogeological geomorphological evidence allow us, through a geomechanical survey and geological-photo interpretation in the surface, establish a karst evaluation index specific for tunnelling, which allows us to set a ranking of the intensity of karstification and the associated stadistic to find caves and its risk in tunnelling. This index is estimated and useful for decision-making and evaluation of measures to be considered in the design of a tunnel and is set in degrees from 0 to 100, with similar to the RMR degrees. The sectorization of the tunnel section and the types of condition proposed in this thesis, are estimated also useful to understand the different effects that interception of ducts and cavities may have in the tunnel during construction and service life. Simplified calculations using two-dimensional models contained in the thesis, have been done to establish the relationship between the position of the cavities relative to the section of the tunnel and its size in relation to the safety factors for each ground conditions, cover and natural stresses. Study of over 100 cases of tunnels that have intercepted cavities or karst conduits have been used in this thesis and the list of risks found in these tunnels have been related as well. The most common and effective treatments are listed and finally associated to the models and type of affection generated to give the proper tool to help in the critical decision when the tunnels intercept cavities. Some existing studies from Marinos have been considered for this document. The structure of the thesis is mainly divided 4 parts included in 3 steps: The investigation, the evaluation and the treatments, which match with the main steps needed for the critical decisions to be made during the design and construction of tunnels in karstic rockmasses, very important to get a successfully project done.