EXPOSICIÓN DE MOTIVOS. ……………………………………………………………………………… 2
CAPÍTULO 0. ANTECEDENTES HISTÓRICOS. ………………………………………………….. 3
CAPÍTULO 1. INTRODUCCIÓN Y ANTECEDENTES. ………………………………………….. 8
CAPÍTULO 2. GEOLOGÍA Y GEOMORFOLOGÍA. ……………………………………………….. 9
CAPÍTULO 3. CLIMATOLOGÍA. ……………………………………………………………………….. 14
CAPÍTULO 4. HIDROGEOLOGÍA. ……………………………………………………………………. 15
CAPÍTULO 5. SISMICIDAD. …………………………………………………………………………….. 21
CAPÍTULO 6. PROPIEDADES GEOTÉCNICAS. …………………………………………………. 27
CAPÍTULO 7. INTERPRETACIÓN DE LA AUSCULTACIÓN. ………………………………. 29
CAPÍTULO 7BIS. VALORACIÓN DE LA AUSCULTACIÓN ACTUAL. ……………………. 32
CAPÍTULO 8. ANÁLISIS DE LOS DIVERSOS CÁLCULOS DE ESTABILIDAD. ……… 41
CAPÍTULO 9. ANÁLISIS DE LAS MEDIDAS DE MEJORA. …………………………………. 47
CAPÍTULO 10. ESTIMACIÓN DEL COMPORTAMIENTO FUTURO. …………………….. 51
CAPÍTULO 11. RECOMENDACIONES Y AUSCULTACION ADICIONAL. ……………… 57
CAPÍTULO 12. SÍNTESIS Y CONCLUSIONES. …………………………………………………… 60
Desde la construcción de la presa de Yesa (1928-1933) y tras su llenado y desembalse en 1960, su ladera derecha ha generado problemas de inestabilidad. Tras un periodo de lluvias intensas, en febrero de 2013 se producen fuertes movimientos en la ladera estando involucrados dos deslizamientos de grandes dimensiones a favor de una formación tipo flysch.
Tras varias actuaciones de estabilización y el seguimiento de los movimientos de la ladera derecha, dentro del marco del convenio de Encomienda de Gestión del Ministerio de Transición Ecológica de fecha 22 de junio de 2018, en abril de 2021 el Colegio de Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos (CICCP) elabora un “Dictamen final sobre la seguridad de las obras del recrecimiento de la presa de Yesa con especial atención a la ladera derecha”.
Por su parte, el Ayuntamiento de Sangüesa-Zangoza ha contratado a INGEOTYC S.L. la redacción del presente Informe que realiza una valoración de dicho Dictamen elaborado por CICCP; además, se han actualizado los registros de movimientos con con los últimos datos publicados por la Confederación Hidrográfica del Ebro (CHE) en febrero de 2022.
Para un seguimiento adecuado de la valoración, el presente Informe se desarrolla siguiendo los mismos capítulos del dictamen de referencia; en nuestro informe se ha considerado oportuno incluir un capítulo 0 para contextualizar y ordenar los acontecimientos históricos.
ANTECEDENTES HISTÓRICOS.
Movimientos previos. Desde el comienzo de las obras de construcción de la primera presa de Yesa en noviembre de 1928, la ladera en la que apoyan los estribos de la margen derecha ha dado considerables muestras de inestabilidad. De hecho, los movimientos, empujes y corrimientos del terreno excavado fueron de tal magnitud que motivaron la rescisión de la contrata, cuya liquidación fue aprobada en diciembre de 1933.
Movimiento de 1930 de la margen derecha que llevó a la rescisión del contrato de la obra de la presa de Yesa (René Gómez López de Munain, 2018)
Tras la realización de “múltiples sondeos y galerías de reconocimientos”, estudios geológicos específicos y “después de muchos avatares, y la paralización de las obras por la Guerra Civil, en 1959 se inaugura la presa” (René Gómez López de Munain, Jornada Técnica: Casos singulares en la mecánica de rocas de la Sociedad Española de Mecánica de Rocas, abril de 2018). En el año 1960 en el primer llenado del embalse y desembalse se moviliza el deslizamiento de “El Inglés” y se tiene que retranquear la carretera.
Con estos antecedentes tan preocupantes resulta incomprensible que, en el Dictamen del CICCP, se indique que “[…] no se planteó, como finalidad de los estudios geológicos previos a los proyectos para el recrecimiento de la presa, conocer el funcionamiento geomorfológico de la ladera sino, simplemente, determinar la capacidad portante del terreno para la cimentación y la permeabilidad del mismo para evitar fugas del agua embalsada” (página 2/2).
Esta deficiencia de planteamiento impidió que se anticipara el desarrollo de las inestabilidades objeto de valoración en la actualidad. Así, al poco de comenzarse la excavación del talud para cimentar el estribo derecho de la nueva presa (octubre de 2003) en “febrero de 2004 se produjo un movimiento de escasa entidad a la cota 505 aproximadamente” (René Gómez López de Munain, 2018).
Estribo derecho durante los trabajos de excavación en febrero de 2004 (René Gómez López de Munain, 2018)
En agosto de 2004 se pararon las excavaciones y, tras los trabajos de estabilización, se comenzó una segunda fase de excavación en enero de 2011.
Tampoco se debió prestar mayor atención, en esos momentos, al movimiento ascendente que estaba registrándose en los clavos de nivelación de la presa (los bloques del estribo derecho llevaban elevándose al menos desde 1999). En principio se trata de un movimiento algo “oscilatorio”, con una clara tendencia ascendente, que va siendo más evidente a partir del comienzo de las excavaciones en 2003 y de su reanudación en 2011. En este periodo de 17 años, el movimiento total fue de 15 mm con una velocidad media de 0,88 mm/año.
Movimiento vertical de los clavos de nivelación de la presa. El CHE 4014 corresponde al bloque 0 del estribo derecho (René Gómez López de Munain, 2018)
Desarrollo de la rotura.
“A partir de julio de 2012 se comienza a detectar un movimiento de pequeña velocidad, pero de grandes dimensiones en la margen derecha, que obliga a paralizar las labores de excavación” (René Gómez López de Munain, 2018)
Los estudios realizados hasta la fecha permiten definir 3 zonas potenciales de movimiento:
Corte geológico por el eje de la presa de hormigón, donde se aprecia la “Superficie Principal de Rotura” (SPR) en rojo y la “Superficie Inferior de Rotura” (SIR) en morado. La zona externa con línea discontinua señala la excavación realizada durante las obras de emergencia (René Gómez López de Munain, 2018).
En este capítulo se expone el contexto en el que, a petición del MITECO, el Colegio de Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos (CICCP) elabora el dictamen, las actividades realizadas y la documentación utilizada, presentando una sinopsis que en sus primeros párrafos ya cuestiona el alcance del conocimiento actual y su importancia en la evaluación de la seguridad, a modo de ejemplo:
Además, el Dictamen introduce las primeras consideraciones sobre la estabilidad de la ladera, de carácter fundamentalmente subjetivo, y que no avanzan la evaluación de los previsibles escenarios de futuro como el llenado de la nueva presa:
Este capítulo termina con un índice abreviado del documento.
Tras un apartado introductorio en el que se desarrolla una revisión de la información previa, en este capítulo el Dictamen CICCP indica que “nos limitaremos a mostrar la estructura de la Cuenca Sedimentaria de Jaca por cuanto va a condicionar el comportamiento sísmico de la zona. También describiremos en detalle la estructura geológica local y el conjunto de los ocho perfiles geológicos, basados en los elaborados por la Asistencia Técnica en su informe de octubre de 2018 y ligeramente modificados por nosotros, que se consideran definitorios o explicativos de los movimientos” (página 2/6).
En relación a los perfiles el Dictamen indica que: “Son definitorios en cuanto muestran que la variación que existe en sentido este-oeste no permite considerar la existencia de superficies continuas y regulares de rotura con parámetros resistentes únicos. Son explicativos por cuanto muestran que las excavaciones en la parte baja de la ladera producen movimientos locales y diferenciados según las zonas pero su efecto conjunto posterior es el desequilibrio general de la ladera” (página 2/6).
Se avanza ya, por tanto, una clara relación causa-efecto entre los movimientos locales de la base de la ladera y su desequilibrio general.
En el apartado 2.2 Encuadre geológico, se trata el contexto geológico regional de la zona.
En el apartado 2.3 Estructura geológica local, se señalan las principales estructuras del entorno de la presa de Yesa (figura 2.1) y se indica que la disposición de materiales en la ladera dibuja un anticlinal en su parte superior y un sinclinal en su parte baja (figura 2.2), con pequeñas ondulaciones, rumbo E-O y suave vergencia de sus ejes hacia el oeste, como “figuran en todos los estudios geológicos realizados para los distintos proyectos”.
Figura 2.1. Esquema de las estructuras tectónicas principales del embalse de Yesa (Fuente: Informe Yesa 511 UTE Asistencia técnica recrecimiento presa de Yesa, octubre 2018)
Figura 2.2. Corte geológico indicativo de la disposición de materiales en la ladera (eje 9 de Geoconsult)
En el apartado 2.4 Estratigrafía de detalle del Flysch de Yesa, los materiales que afloran en la ladera derecha del embalse se agrupan, como en trabajos previos, en dos grandes conjuntos:
Fotografía 2.1. Imagen en talud de series Flysch (Fuente: Informe TYPSA)
Fotografía 2.2. Aspecto de las margas de Pamplona (Fuente: Geoconsult)
En este apartado, y dado que los deslizamientos utilizan en gran medida los contactos entre materiales de distinta naturaleza, y consecuentemente distinta permeabilidad, resistencia y comportamiento frente a esfuerzos, se procede a una minuciosa diferenciación en 5 tramos y 25 niveles del Flysch.
Desafortunadamente, la calidad gráfica del documento oficial aportado dificulta notablemente su identificación en las figuras correspondientes. Como ejemplo se recoge la figura 2.13 del documento, que corresponde al perfil 7, y que como el resto de perfiles carece de leyenda. Consideraciones similares se pueden ampliar a las figuras 2.5, que carece de leyenda, y 2.6, reproducida sin leyenda y a una escala inapropiada.
Figura 2.3. Perfil 7 del Dictamen del CICCP.
En el apartado 2.5 Geomorfología el Dictamen CICCP aporta una explicación de la evolución de la ladera en los últimos tiempos geológicos (Cuaternario) y se indica:
A través de esta descripción de movimientos de la parte frontal de la ladera se pretende explicar cómo, antes incluso de que se realizaran las primeras excavaciones para la presa de hormigón en 1930, ya existían las condiciones para que se produjeran movimientos de tipo corrimiento o deslizamiento en la ladera. De hecho, ahora sabemos al examinar los testigos de los sondeos, que hay varias superficies de despegue entre capas del terreno (no sólo las conocidas SPR y SIR) en las que estos movimientos (paleodeslizamientos) se produjeron como atestiguan estrías y milonitos subhorizontales. La diferencia es que SPR y SIR tienen una cierta mayor continuidad, la primera asociada al contacto entre las unidades 2 y 3 del Flysch y la segunda a la base de éste; igualmente se observa que las dos superficies (ver capítulo 4) tienen una cierta relación con los niveles freáticos (página 2/24).
El apartado 2.6 Neotectónica introduce consideraciones sobre la actividad sísmica de la zona y remite al capítulo 5 del Dictamen.
Finalmente, en el apartado de conclusiones de este capítulo se sintetiza parte de la información previa y se indica que “En este estudio se presentan ocho perfiles (modificados de los de la A.T.) que permiten reconocer la variabilidad en cuanto a potencia de las capas de este a oeste y la variación en los movimientos frontales en el borde sur de la ladera.”
Los perfiles permiten ver la gran continuidad lateral de niveles y el creciente volumen de materiales del Flysch de Yesa aguas abajo, su mayor potencia y la mayor profundidad del contacto.
En este capítulo del Dictamen CICCP se hace una síntesis de aspectos climáticos, tras indicarse que “los fenómenos de inestabilidad coincidieron con condiciones climáticas bastante extremas”, incluyendo información de temperaturas y precipitación a partir de series históricas de la estación Yesa-Embalse.
En el apartado 3.3. Pluviometría se indica: “Mención aparte merece el episodio lluvioso de 2012: entre el 29 de septiembre y el 30 de octubre se recogieron 306 mm; en ese momento la excavación para el estribo derecho de la presa recrecida, aunque estaba prácticamente terminada, se encontraba detenida por cuanto ya se habían detectado los primeros movimientos en la ladera” (página 3/11). En realidad, los bloques del estribo derecho llevaban elevándose al menos desde 1999 (figura 0.1).
En el mismo apartado y página se señala: “Si la tónica seca hubiese continuado, es posible que no se hubiera producido el movimiento (al menos no con la extensión e intensidad alcanzadas),[…]”. Este comentario pone de manifiesto la importancia de hacer las evaluaciones de estabilidad en escenarios de futuro previsibles y extremos, que puedan condicionar la desestabilización de la ladera.
Seguidamente, se incluye: “ […], con relación al primer movimiento de la ladera del que se tiene conocimiento, el que movilizó la excavación del primitivo estribo de la presa de hormigón y se produjo en 1930”, en realidad, como recoge René Gómez López de Munain (2018): “El 13 de noviembre de 1928 comenzaron las obras. Desde el comienzo se observaron movimientos, empujes y corrimientos parciales de los terrenos que debían ser excavados, esta vez en la margen derecha. Las dificultades surgidas durante la excavación de esta margen motivaron la rescisión de la contrata cuya liquidación fue aprobada en diciembre de 1933”.
El capítulo continúa con comentarios sobre la acción conjunta de la temperatura y pluviometría (apartado 3.4), previsiones meteorológicas tomadas del informe de Geoconsult para el Gobierno de Navarra (2020) y una síntesis en las conclusiones.
El Dictamen CICCP presenta un modelo de flujo subterráneo general para la ladera en el que el agua desciende de forma relativamente directa a través de los materiales del Flysch de Yesa, desde su parte superior hacia su base donde cambia de dirección para fluir relativamente en paralelo al río Aragón. Este modelo asume que «en la ladera existe una superficie piezométrica general correspondiente a un acuífero, en principio único» (página 4/2).
Figura 4. 1. “Drenaje profundo preferencial” en la ladera de Yesa: líneas azules (Dictamen CICCP, 2021); con indicación de las “Zonas en las que el nivel freático pudo influir en el movimiento de la SPR en febrero de 2013” (línea roja) y de “posible N.F. colgado temporal sobre la SPR” (línea verde).
Esta superficie es dibujada a partir del seguimiento realizado mediante sondeos de observación abiertos en toda su longitud, lo que no permite diferenciar ni llevar seguimientos específicos en capas y niveles geológicos de interés dentro del Flysch de Yesa.
Esta carencia es particularmente importante, ya que como se indica en la página 4/9: “en el Informe de la A.T. se hacía la siguiente advertencia: Se interpreta que los niveles de agua medidos corresponden a los niveles generales del acuífero existente en la formación de flysch. Es posible que pueda haber niveles colgados intermedios asociados a capas de areniscas, en parte aisladas entre las margas, que puedan haber tenido influencia en los movimientos de algunos planos concretos. Especialmente en época de mayores precipitaciones esta circunstancia puede ser más frecuente hasta que se produzca el drenaje de las capas de arenisca, hasta alcanzar el nivel general piezométrico del acuífero.” En este sentido, en distintos apartados se señala:
En algunos lugares (probablemente minoritarios), las lluvias extraordinarias de principios de 2013 dieron lugar a niveles freáticos transitorios colgados, asociados a capas de areniscas de la Unidad 3 del Flysch; (página 4/10).
Estas medidas significan, en teoría al menos, que en un área dispuesta al suroeste de la zona movilizada, la SPR tuvo carga hidráulica (página 4/30).
El […] nivel freático alto de SP-6 en la intercalación areniscosa de la Unidad 2 explicaría entonces que sobre la misma se dispusiese temporalmente otro nivel freático colgado en el que la parte margosa de la Unidad 2 actuó como acuitardo (página 4/34).
Se constataron algunos rezumes en los desmontes de la carretera a cotas superiores a las del nivel freático medido en los piezómetros SP (página 4/10).
Otra deficiencia importante de la red de seguimiento es que en el informe de Geoconsult (2019), en su página 171, se indica que estos piezómetros «… son medidos manualmente con una frecuencia mensual». Este paso de medida tan amplio impide reconocer variaciones significativas en los niveles.
Es de destacar que, según el único seguimiento de detalle realizado en paralelo al ensayo de bombeo de noviembre de 2015, » […] desde el 4/11/2015 hasta el 18/11/2015, con lecturas piezométricas cada 5 minutos, » «… en algunos piezómetros (que muestran hidrogramas aserrados) el nivel muestra sólo variaciones centimétricas (posiblemente, el nivel está en margas o en la zona de transición); otros tienen tendencia ascendente (verde en la Figura 16); otros muestran agotamientos muy rápidos en relación a los observados en la región O» (GeoSpatiumLab S.L., 2016).
Esta evolución contradice la afirmación recogida al respecto en el informe del CICCP sobre el » […] ensayo de bombeo de los días 11 y 12 de noviembre de 2015 que a continuación se sintetiza. En primer lugar se constató una tendencia general previa a la realización de la prueba: todos los piezómetros mostraban descensos del nivel aunque con distintos valores» (página 4/13). A este efecto se incluye la gráfica elaborada al respecto por la citada empresa.
Figura 4. 2. Evolución de niveles de agua subterránea en el ensayo de bombeo de nov-2015.
Abundando en las deficiencias del seguimiento hidrogeológico, aunque en la página 4/3 el Dictamen indica que: “no se planteó como objetivo de los estudios hidrogeológicos previos a los proyectos para el recrecimiento de la presa conocer el funcionamiento hidrogeológico de la ladera”, los 38 sondeos de la serie SP realizados en los años 2014 y 2015 cuando ya se conocía la influencia del agua en la estabilidad, «se realizaron a destroza» (página 4/30) sin registro de los sondeos. Se desperdició una magnífica oportunidad de realizar un reconocimiento de las características hidrogeológicas de la ladera, necesario para la correcta interpretación de los registros.
En el apartado 4.9 de este capítulo se introduce el efecto del llenado de la presa recrecida en la ladera: “La presa recrecida supondrá elevar las aguas del embalse hasta los 518 m, lo que, sin considerar las obras de impermeabilización previstas, daría lugar a un proceso de infiltración generalizado en la zona movilizada de la ladera, ya que la cota del nivel freático natural, incluso en aguas altas, quedaría siempre por debajo del embalse máximo”.
Además, en el Dictamen CICCP se recoge: “Cabe suponer, no obstante, que las medidas de impermeabilización previstas serán realmente eficaces; pero entonces se plantea otro problema: el agua infiltrada en la parte alta y media de la ladera debe poder evacuarse hacia el valle de forma que en ningún momento el nivel freático afecte al equilibrio”, por lo que “Se considera indispensable por tanto que los elementos de drenaje proyectados no sólo atiendan a eliminar el agua que pueda infiltrarse desde el embalse recrecido, sino también a eliminar la carga hidráulica procedente de la ladera de forma que en ningún momento el nivel freático supere los 35 m (techo medio de la unidad basal del Flysch) por encima del contacto con las Margas de Pamplona”.
En este aspecto crítico se insiste en el apartado final 4.10 Conclusiones relativas a la hidrogeología: “Un efecto posible de esa pantalla es modificar el rumbo del drenaje general de la ladera y elevar el nivel freático de forma que los efectos inestabilizadores sobre la SPR pudieran aumentar en los inviernos excepcionalmente lluviosos” y se concluye a este respecto:
En este sentido, como se indicaba en la página 189 del informe de Geoconsult (2019) “Se estima como más probable que la causa de resistencia efectiva sea debido a un aumento de la presión de agua aunque no haya sido registrada en los piezómetros abiertos” y “las margas del Flysch de Yesa actúan como niveles impermeables y no permiten el drenaje del agua. Lo que implica incrementos de presión intersticial en planos de estratificación no afectados por un nivel freático”.
De hecho, no es necesario un ascenso del nivel piezométrico general para que se generen importantes presiones de agua desestabilizadoras entre los estratos de la serie. Dado el dispositivo hidrogeológico de la ladera, la entrada de agua desde las zonas superiores a través de los niveles más permeables de la secuencia desarrollará, debido a su situación de confinamiento o semiconfinamiento local, notables incrementos de presión de agua. Esta situación se ve favorecida, además de por las excavaciones y explanaciones realizadas en la ladera, porque: “el Flysch tiene una capacidad de almacenamiento de agua muy baja. Esto hace que pequeñas entradas de agua provoquen importantes ascensos piezométricos” (página 4/31).
Figura 4. 3. Desarrollo de flujos subterráneos de agua en la ladera derecha de la presa.
Este aspecto fundamental debe considerarse con especial precaución y la mejora de la deficiente red piezométrica actual debe permitir valorar también esta situación.
Los primeros apartados de este capítulo consideran la normativa a aplicar en función de la sismicidad del emplazamiento en Yesa, que se trata principalmente de:
El documento oficial más reciente al respecto es la “Actualización de mapas de peligrosidad sísmica de España” (2012), editado por el Instituto Geográfico Nacional, que considera como aceleración de referencia a la aceleración de pico (PGA, de su nombre en inglés: Peak Ground Acceleration) para un periodo de retorno de 475 años. En cuanto al uso de este nuevo mapa se indica: “Esto posibilita, con los límites especificados en el artículo anterior, hacer uso del nuevo mapa de peligrosidad, PGA (TR = 475), para el cálculo de las acciones sísmicas. En efecto, nada se opone, e incluso es recomendable, que en los cálculos con las normas NCSE-02 y NCSP-07 se sustituya la aceleración sísmica básica dada para el emplazamiento de la construcción en estas normas, por la correspondiente aceleración máxima del suelo dada por el nuevo mapa, siempre que el valor de la aceleración sísmica de cálculo, ac, resulte superior, ya que con ello se habrá incrementado la seguridad” (página 154). En este documento a la zona de Yesa le corresponde un valor de aceleración sísmica de referencia (PGA, TR-475) de 0,09g.
Por tanto, parece razonable y nada gratuito considerar el valor de aceleración actualizado como punto de partida de los cálculos, y no un valor anticuado que situaría los cálculos del lado de la inseguridad en un aspecto crítico, teniendo en cuenta el historial de inestabilidad de la ladera derecha de Yesa.
El RD 264/2021 prioriza la seguridad, en consonancia con las demandas de la sociedad actual, en cuanto a exigencias mínimas “cuya finalidad es la de proteger a las personas, al medio ambiente y a las propiedades” (art.1.2), añadiendo: “Los criterios derivados de la seguridad de la presa y embalse prevalecerán sobre cualquier otro criterio de tipo técnico, ambiental u operacional que puedan entrar en conflicto durante todas las fases de su vida” (artículo 7).
En estas normas técnicas aprobadas en abril de 2021 se indica que el seísmo de proyecto es “el seísmo máximo a tener en cuenta en la comprobación de la estabilidad de la presa, de sus elementos y de las márgenes del embalse” y, por su parte, el seísmo extremo es “el mayor seísmo que la presa debe soportar. Supone un escenario límite al cual puede estar sometida la presa sin que se produzca su rotura, si bien admitiendo márgenes de seguridad más reducidos”; para las presas de Yesa, Categoría A, los seísmos de proyecto y extremo son los correspondientes a periodos de retorno de 1.000 y 5.000 años respectivamente (Anexo II, punto 13.2).
A partir de este punto hay dos documentos de referencia a considerar:
Se consideran, de esta forma, los mismos tiempos de retorno que recogen las Normas Técnicas de Seguridad para las Presas y sus Embalses (RD 264/2021), introduciéndose unos valores de aceleración claramente superiores a los del documento previo.
De esta forma, asumir lo que indica el Dictamen del CICCP (2021), que “Normativamente, en lo que se refiere a los elementos estructurales, no es exigible ir más allá de 0,117 g y 0,180 g en los valores a introducir en el cálculo” (página 5/9), supone situar los trabajos del lado de la inseguridad, obviando los avances técnicos y normativos que en esta materia se han desarrollado en los últimos años. Esta situación es particularmente grave si se considera la notable incertidumbre, reconocida en el propio documento, respecto a aspectos fundamentales en la estabilidad de la ladera y el desarrollo histórico de inestabilidades que ya obligaron a la demolición dedos urbanizaciones completas.
En lo que se refiere al efecto de los seísmos en la estabilidad de la ladera, apartado 5.3 (páginas 5/10 y 5/11), los desplazamientos calculados en el “Proyecto de actuaciones de mejora en la margen derecha del embalse de Yesa” son:
| Movimientos en el terreno | Sismo de Proyecto | Sismo Extremo |
| Parte alta de la ladera | 0,4 m | 2,03 m |
| Carretera | 0,26 m | 0,88 m |
| Entre las cotas 490 m y 520 m | 0,16 m | 0,60 m |
| Movimientos en los muros | Sismo de Proyecto | Sismo Extremo |
| Muro superior | 0,21 m | 0,72 m |
| Muro inferior | 0,23 m | 0,72 m |
Con estos movimientos, el Dictamen CICCP (2021) indica que “Los movimientos del sismo extremo son claramente mayores y suponen una desorganización clara de la zona alta de la ladera y un movimiento importante incluso de la zona de los muros […]” (página 5/11). En el informe de Geoconsult “Estudio de estabilidad y evaluación de la seguridad de la ladera derecha del embalse de Yesa. Análisis de documentación existente” se señala, en relación con estos mismos datos, que “para el caso de sismo extremo y parte superior de la ladera no serían asumibles por la masa del terreno sin una desorganización severa” (página 251).
A pesar de ello el Dictamen CICCP (2021) continúa: “… pero no implican necesariamente la rotura de estos o su desaparición, y, en cualquier caso, se podría vaciar el embalse sin problemas; cosa que habría que hacerse como medida de seguridad si el sismo que ocurriera superase, en el emplazamiento, la magnitud Mw = 7 y la aceleración 0,20 g”. Indicar que esta aceleración, según el informe de Geoconsult, corresponde al seísmo de proyecto con una recurrencia de 1.000 años. Se debe asumir, además, que durante este hipotético desembalse no se produzcan réplicas, muy habituales en terremotos de magnitud elevada, u otros sucesos que compliquen aún más la situación.
En el informe de Geocosult “Estudio de estabilidad y evaluación de la seguridad de la ladera derecha del embalse de Yesa. Realización de un estudio de estabilidad”, a pesar de considerarse mayores valores de aceleración, los desplazamientos acumulados máximos (obtenidos a partir de un modelo de elementos finitos con el programa Plaxis 2D) están entre 14 y 60 cm. Se indica que “estos valores máximos se alcanzan en el pie del deslizamiento limitado por la SIR”, y que “Se puede concluir que los movimientos inducidos por sismos están totalmente afectados por las superficies de deslizamientos definidas en el modelo como superficies de menor resistencia indicadas con líneas verdes paralelas en las figuras”, lo que señala la neta dependencia de las hipótesis de partida, con las que se realiza el modelo, sobre los resultados obtenidos. El apartado 7.3 de dicho documento concluye (página 199): “Es cierto, igualmente, que se obtuvieron resultados claramente inferiores a los presentados en el Proyecto de Actuaciones de Mejora para aceleraciones supuestamente inferiores”, sin que esta situación incongruente sea objeto de ninguna valoración. Y finaliza con un poco convincente: “De acuerdo lo que aquí obtenido, la acción sísmica no parece condicionar la viabilidad de la Presa”.
En relación con estos desplazamientos, el Dictamen CICCP señala (página 5/12): “Como se dice en sus conclusiones, son valores inferiores a los obtenidos en el Proyecto de Actuaciones de Mejora; esto quizá sea debido a que se obtuvieron sobre un único perfil sin diferenciar zonas en la ladera”. En cualquier caso, no se da mayor credibilidad a estos últimos resultados ya que el apartado siguiente 5.4 Consideraciones sobre la sismicidad local de Yesa comienza: “Como hemos visto, los efectos del Terremoto Extremo sobre la ladera supondrían la aparición de grietas y desplazamientos de masas de terreno desorganizadas (bloques de roca entre tierras arcillo-arenosas) y empujes importantes sobre las estructuras de contención que, si bien no supondrían su ruina, sí las dejarían inutilizadas para posteriores solicitaciones de intensidad no muy grande, aunque sería posible su reparación tras el sismo”.
Todo ello, como ya se ha señalado, si durante su reparación no se producen réplicas, muy habituales en terremotos de magnitud elevada, u otros sucesos que compliquen aún más la situación.
A partir de este punto se desarrolla una amplia valoración de la sismicidad en Yesa y de cómo afectan los seísmos a la estabilidad de las laderas. Se comentan documentos que entendemos que habrán sido considerados por los autores y colaboradores de la “Actualización de mapas de peligrosidad sísmica de España 2012” del Instituto Geográfico Nacional. En todo caso, se muestra un notable conocimiento del entorno y merece la pena destacar dos comentarios al respecto:
La falla de Loiti, que también se conoce como falla de Liédena, es importante poner de relieve que se bifurca en dos ramas al este del meridiano de Yesa; la rama sur es visible en la ladera izquierda del embalse y es la que se ha constatado como no activa durante el Cuaternario, en tanto que la rama norte discurre por el fondo del valle y queda por debajo de las aguas por lo que es imposible su reconocimiento (página 5/25)
Cabe suponer que tampoco la rama sumergida haya tenido actividad cuaternaria. Ha estado sumergida desde 1960 y no hay ninguna evidencia de que se haya movido por ello; saber si está en el límite, de forma que 25 m más de agua la van a movilizar parece de una probabilidad ínfima. En cualquier caso deberá tenerse en consideración para la medición correspondiente durante el proceso de llenado del embalse recrecido.
Finalmente, el apartado 5.8 Conclusiones respecto a la sismicidad termina con la frase: “Podría concluirse que incluso en el marco de las mayores aceleraciones previstas en la Actualización 2012, se puede seguir garantizando la seguridad de la presa y de la ladera”; a la que debería añadirse:
En la introducción de este capítulo del Dictamen CICCP se reconoce la “debilidad del soporte geotécnico en cuanto a los valores de los parámetros operativos”. Esta notable carencia es remarcada nuevamente en el apartado de conclusiones: “Lamentablemente el número de ensayos encaminados a determinar la resistencia movilizable según las superficies de deslizamiento supuestas es muy escaso e incompleto”.
Como se indica en el apartado 6.4 Resumen de parámetros para estudios de estabilidad: “El conjunto de datos que se ha manejado es muy irregular y de interpretación aventurada. Sin embargo, cabe otorgar más utilidad a los ensayos de corte directo realizados en la UPC sobre superficies cizalladas “in situ”. Desgraciadamente solamente se ensayaron dos muestras y los resultados son dispares” (página 6/9).
Esta información se repite en el mismo apartado (páginas 6/10 y 6/11). El párrafo introductorio de esta segunda referencia no guarda ninguna concordancia con el párrafo que le precede, ni con la exposición que se lleva desarrollando desde la página 6/9. A modo de ejemplo se incluye el párrafo final e inicial de esta secuencia:
En cualquier caso hay que advertir que, salvo en el informe de la UPC (Universidad Politécnica de Cataluña) de febrero de 2014, todos los informes posteriores a los movimientos de 2013 han utilizado parámetros generales, que se han ido estableciendo por estimación a partir de análisis retrospectivos o simplemente adoptando las propuestas de otros especialistas, sin especificar el ensayo de procedencia.
Se puede citar también el informe de la UPC de febrero de 2014 donde se describen dos ensayos de corte directo sobre superficies estriadas de marga recuperadas en sondeos.
Además, entre los valores de cohesión de la segunda referencia (80 y 21 kPa) y los de la primera (0,08 y 0,021 kp/cm2) hay un orden de magnitud de diferencia. En principio, y de acuerdo con el informe de Geoconsult 2019, los primeros serían los correctos y los segundos los erróneos; con la conversión adecuada, los valores de cohesión serían de 0,8 y 0,21 kp/cm2.
Llama la atención que, como se señala en los párrafos citados, en los informes posteriores a 2013 se utilizaron parámetros generales, establecidos por estimación a partir de análisis retrospectivos, o se adoptaron “las propuestas de otros especialistas, sin especificar el ensayo de procedencia”.
Partiendo de estas carencias, se concluye que “A partir de la información disponible podría considerarse en las superficies de deslizamiento una posible gama de variación del ángulo de fricción entre 14 y 18o y una cohesión residual entre 0 y 10 kPa. Aunque no son gamas de variación muy grandes, su repercusión en el factor de seguridad es apreciable”, lo que lastra los esfuerzos de modelización posteriores.
Seguidamente se incluye el comentario: “Lógicamente siempre es posible realizar más sondeos y ensayos pero creemos que el recorrido de los análisis convencionales ha quedado casi agotado por las limitaciones apuntadas y sería ilusorio plantearse una mejora sustancial del conocimiento de los parámetros operativos. Quizá podría seguirse una aproximación geoestadística o probabilista pero tampoco existe mucha garantía de éxito”.
En realidad, lo que sería ilusorio es plantearse una mejora sustancial del conocimiento de los parámetros operativos sin realizar ninguna investigación que mejore el escasísimo conocimiento directo sobre los parámetros involucrados. Una investigación bien orientada permitiría, indudablemente, acotar incertidumbres y, en su caso, el tratamiento estadístico de la información, hoy en día inviable por la falta de datos.
En cualquier caso, este tipo de planteamiento debe ser la justificación para la ejecución a destroza de los 38 sondeos de la serie SP realizados entre los años 2014 y 2015, ya citada anteriormente, y que podría haber permitido un mejor y más detallado conocimiento hidrogeológico y geotécnico de la ladera si la campaña de investigación hubiese estado bien planificada y desarrollada.
Los datos de auscultación disponibles en el Dictamen CICCP se recogen en el apartado 7.2 del capítulo, ordenados por perfiles de orientación aproximada N-S, que comienzan desde el número 1 (aguas abajo de la presa recrecida) hasta el 8 (aguas arriba de la presa de hormigón).
Por cada perfil se incluyen tablas con los movimientos en la superficie del terreno, sobre las superficies de rotura, datos anteriores al movimiento principal y variación de los niveles freáticos.
Aunque se trata de un trabajo de recopilación amplio, las figuras de los perfiles incluidas en el documento presentan indicaciones a mano poco legibles y ninguna de ellas tiene la necesaria leyenda. Destacan, además, algunos fallos significativos; así, ya en la tabla 7.5 Perfil 1. Variación de niveles freáticos, el primer piezómetro que se cita SP-3 en realidad está en el extremo opuesto de la vaguada. Resulta, tanto más llamativo, dado que el comentario incluido en la tabla (“En el coluvial del D. del Inglés. Se mueve al compás del embalse. Flujo entrante de diciembre a mayo y saliente en octubre”) debería haber llamado la atención de cualquier revisor del documento final, dada la posición de este reconocible deslizamiento aguas arriba de la presa de hormigón. Otros errores que complican la lectura del documento y evidencian nuevamente la falta de revisión del mismo son: la inclusión por error del título PERFIL. 2.- MOVIMIENTOS SOBRE LA SIR tanto en la Tabla 7.11 perfil 3, como en la 7.15 Perfil 4, y en la 7.23 Perfil 6. La inclusión de dos piezómetros SP-14 en la figura 7.6 y de 2 piezómetros SP-30 en la figura 7.7. La dificultad de identificar los puntos de control en el perfil 8, incluso en la figura del anexo página A-4/104.
Mucho más importante, dado que afecta directamente a la interpretación de movimientos en la ladera, es la desigual valoración que se hace del movimiento registrado en el inclinómetro SCI-33, principal referencia en la parte alta de la ladera. Así, la primera vez que se cita, en la tabla 7.15, aunque no aparece en el perfil 4, se indica que “Es un deslizamiento superficial en la cabecera de” (¿?, la frase se corta en el texto original); sin embargo, en la misma página 7/20 se señala: “El movimiento de la zona superior de la ladera (SCI-33) corresponde a un deslizamiento superficial o a un movimiento mínimo sobre una SIR sobreelevada”; cuando se vuelve a citar en la tabla 7.18 vuelve a considerarse como “Movimiento superficial”; en la tabla 7.19, en referencia a la SIR se indica: “La deformación del terreno desde superficie es coherente con el límite norte del movimiento”, y en la misma página 7/24 se señala: “En SCI-33 la SIR con un movimiento extremadamente lento está ligeramente sobreelevada, lo cual es necesario para su afloramiento en la parte alta de la ladera”. Finalmente, en la tabla 7.35 y página 7.59 se considera representativa de movimientos en la SIR y se incluye un perfil al respecto. Resulta evidente la falta de una revisión final del documento, con la oportuna unificación de criterios.
El apartado 7.3. Movimientos anteriores a diciembre de 2012 continúa con defectos de forma: “Sabemos que antes de 2012 hubo otros movimientos en la ladera pero y,” (página 7/35).
En él se indica: “Los datos útiles hasta final de diciembre de 2012 proceden de SZ-3A, SZ-7, SZ-8, SCI-2, SCI-3 y SCI-11. Salvo en SZ-7 y SZ-8, dispuestos en el extremo este de la ladera fuera de la zona movilizada sobre la SPR, las gráficas permiten definir la situación de la SPR sin problemas” y “Sin embargo ninguna de las gráficas permite reconocer movimientos sobre la SIR, aunque ésta puede detectarse en los testigos de sondeo”. Se concluye: “es muy aventurado considerar que existió movimiento sobre la superficie inferior en el periodo que termina en diciembre de 2012”.
En el apartado 7.6. Movimientos en el primer trimestre de 2013, para el episodio de máximo movimiento en los inclinómetros (10 de diciembre de 2012 y el 10 de marzo de 2013) se recoge: “pero sólo cinco (SCI-6, SCI-9, SCI-10, SCI-13, SC-14 y SCI-15) están entre los que es posible determinar, de acuerdo con lo visto en el epígrafe anterior, la situación de la SPR”; nuevamente se echa en falta una revisión del documento.
En estos momentos, como recoge René Gómez López de Munain, (2018): “Desde el 11 de diciembre de 2012 hasta el 5 de febrero de 2013 se pierden cinco inclinómetros por el movimiento de la ladera: SCI-3, SCI-11, SCI-2, SCI-13, SCI-6, y SCI-14”.
En el Dictamen CICCP se indica que: “la antigua superficie superior de paleodeslizamiento, la SPR, se quedó sin resistencia y se movilizó dando lugar al movimiento general de la ladera” (página 7/63), y que “no en todos los lugares el movimiento se produjo de forma uniforme (en bloque); por otro lado las velocidades de desplazamiento son muy diferentes en cada lugar” (página 7/45), lo que realmente resulta lógico dadas las dimensiones del elemento inestable, la variable naturaleza geológica e hidrogeológica de la ladera, las distintas situaciones que se registran en su base y la presencia de la presa de hormigón, excavaciones locales y desplazamientos singulares, como el del Inglés, que favorecen o dificultan el desarrollo de los movimientos en distintos sectores. En relación con la SIR se señala: “En cuanto a los movimientos sobre la SIR siguen siendo en este periodo inapreciables en las gráficas de SCI-6, SCI-9, SCI-14 y SCI-15” (página 7/45).
A partir de estas fechas el movimiento se habría ralentizado, “entre abril-13 y marzo-14 se abandonó la medición de los inclinómetros que estuvieron activos en el periodo anterior por cuanto en todos ellos la deformación de la tubería inclinométrica fue tan importante a la altura de la SPR que impidió la penetración del torpedo medidor” (página 7/46).
En cuanto a la SIR (página 7/65) se señala: “La superficie inferior (SIR) que se supuso en el contacto entre el Flysch y las Margas de Pamplona se ha revelado mucho menos perceptible ya que en casi ninguna de las gráficas inclinométricas examinadas puede reconocerse; no obstante sí se confirma su existencia al examinar los testigos de sondeo, pero entonces su disposición oscila entre 1 y 14 m por encima del citado contacto sin que pueda adscribirse a un nivel estratigráfico único.”
El capítulo termina con las indicaciones: “A partir de abril de 2013 un número reducido de inclinómetros permite reconocer movimientos sobre la SIR pero mucho más lentos (en un orden de magnitud cuando menos) que los correspondientes sobre la SPR”, “En el momento actual cabe concluir que, aunque no pueda descartarse algún tipo de movimiento en la ladera, tanto en superficie como en profundidad, se tratará en todo caso de movimientos locales, con velocidades mínimas (siempre en el rango extremadamente lento) que no suponen ningún tipo de riesgo” y que “para predicciones a más largo plazo habrá que esperar a los resultados de los procesos de llenado y desembalse previstos y en condiciones controladas”.
En nuestra revisión, para valorar la situación del seguimiento actual, hemos introducido el siguiente capítulo adicional (Capítulo 7bis. Valoración de la auscultación actual).
De acuerdo con el “Informe del comportamiento de la ladera derecha de la presa de Yesa (Navarra). Febrero de 2022”, último publicado por la Confederación Hidrográfica del Ebro, los inclinómetros con actividad en los últimos años son los que se indican en la tabla y figura siguientes.
Tabla 7bis.1. Funcionalidad en la actividad de los inclinómetros.
Figura 7bis.1. Situación y funcionalidad de inclinómetros.
De los perfiles aguas abajo del eje de la presa recrecida, en el perfil 1 sólo permanece con registros el inclinómetro SCI-20 bis, que en el año 2020 sustituye al SCI-20; en el perfil 2 no queda ninguno; y en el perfil 3 queda un inclinómetro con serie histórica (SCI-24) y uno repuesto en el año 2020 (SCI-25B).
De los perfiles entre los ejes de las presas, en el perfil 4 se mantienen los inclinómetros SCI-1, SCI-28, SCI-33 y SCI-11C (éste sustituye al SCI-11). Para dos de ellos, SCI-28 y SCI-11, se incluye la anotación “gráfica no fiable” en la tabla 7.5 del Dictamen CICCP. En el perfil 5 se mantienen otros cuatro inclinómetros activos: SCI-18 (dispuesto sobre el estribo de la presa de hormigón), SCI-7bis, SCI-26 y SCI-30. Sobre los dos últimos en la tabla 7.19 se incluye la anotación “gráfica no fiable”.
De los perfiles aguas arriba de la presa de hormigón, en el perfil 6 se mantiene el inclinómetro SCI-27bis, con medidas desde el año 2016 y del que se indica “gráfica no fiable por debajo de 33 m” (tabla 7.23), y el SCI-37bis que sustituye al SCI-37en el año 2020. En el perfil 7 se mantienen activos los inclinómetros SCI-39, SCI-40 (del que se señala “gráfica no fiable” en tabla 7.25, aunque evidencia una clara rotura a 12,5 m), SCI-23bis y SCI-29 (del que se señala en la misma tabla “gráfica no fiable”). Se mantiene el único inclinómetro del perfil 8, del que se indica “gráfica no fiable” (tabla 7.25) aunque muestra una rotura clara próxima a 15 m.
Indicar que los inclinómetros SCI-20bis, SCI-25B, SCI-11C y SCI-37bis entran en funcionamiento en el año 2020 en sustitución de los SCI-20, SCI-25, SCI-11 y SCI-37. El primero de ellos sustituye, de forma repentina y sin explicación, al SCI-20 que había estado dando medidas al menos hasta noviembre de 2019. Del segundo SCI-25B, en el Dictamen CICCP se indica (tabla 7.36): “No se detecta la SPR a la profundidad prevista” y “Desplazamiento oscilante, gráfica no fiable” para la SIR. El tercero, SCI- 11C (según los informes de la CHE), no aparece como tal en el Dictamen CICCP, donde se habla del SCI-11b; de ser el mismo inclinómetro, se indica que “No se alcanza con la perforación” la SIR, de hecho no se llegaría a las Margas de Pamplona. Del cuarto, SCI-37bis (SCI-37b en el Dictamen CICCP) se indica que presenta “movimientos erráticos”.
De los inclinómetros SCI-41, SCI-42 y SCI-43 no disponemos de su localización, al no aparecer sus coordenadas en el lugar correspondiente de las hojas de registro; instalados entre los años 2020 y 2021, es entendible que no se incluyan en el informe fechado en abril de 2021. En todo caso, el inclinómetro SCI-43 presenta una evolución llamativa en los 3 meses de registro disponibles (2/nov/21 al 24/enero/22), que puede ser indicativa de una inestabilidad importante, difícil de contextualizar por nuestra parte sin la necesaria información ni siquiera de su columna y ubicación.
A continuación la figura 7bis.2 muestra los inclinómetros funcionales de la serie histórica (azul), los que el Dictamen CICCP señala como gráfica no fiable (amarillo), excepto el SCI-40 y SCI-32 (azul), y los repuestos en el año 2020 (verde). Se puede observar que los señalados en azul (figura 7bis.2), que son los inclinómetros de la serie histórica activos y sin la indicación “gráfica no fiable”, coinciden fundamentalmente con los de la tabla 7.35 del dictamen, de inclinómetros con movimientos reconocidos desde 2014. En la figura se incluyen, además, el inclinómetro SCI-24, con roturas claras en el perfil, y los inclinómetros SCI-39 y SCI- 40, en el Deslizamiento del Inglés.
Figura 7bis.2. Distribución espacial de inclinómetros activos en la actualidad.
Llama la atención la limitada cobertura actual del control inclinométrico activo y útil; señalar que, en general, se trata de registros mensuales o de más amplio intervalo que se obtienen puntualmente mediante sonda inclinométrica.
La siguiente figura 7bis.3 recoge la evolución, desde enero de 2020 a enero de 2022, de los movimientos registrados en los inclinómetros funcionales señalados en azul en la figura y situados aguas arriba de la presa de hormigón, para las superficies con mayor desplazamiento.
Figura 7bis.3. Evolución de movimientos registrados en los años 2020 y 2021 en los
inclinómetros funcionales señalados en azul en la figura 7bis.2 y situados aguas arriba de la presa de hormigón, para las superficies con mayor desplazamiento. Registro de precipitaciones en la estación pluviométrica de Yesa GN.
La posición de estas superficies se contextualiza (figura 7bis.4) sobre el perfil geológico 8 de Geoconsult, dada la escasa calidad gráfica de los perfiles del CICCP.
Figura 7bis.4. Contexto geotécnico de los desplazamientos principales registrados por los inclinómetros funcionales señalados en azul en la figura 7bis 1 y situados aguas arriba de la presa de hormigón. Desplazamientos medios en el año 2021(sobre el perfil 8 de Geoconsult).
A partir de esta información se observa como en 2021 (último año con registros publicados por la CHE) siguen registrándose desplazamientos en la ladera, a pesar de la entidad de las obras realizadas. Se registran, además, ligeros incrementos de los desplazamientos al final del año, coincidiendo con sendos episodios de lluvias relativamente intensas.
Espacialmente, los movimientos observados en los inclinómetros SCI-39 y SCI-40 son los más importantes y se registrarían en el contacto de los materiales sueltos del Deslizamiento del Inglés sobre el material rocoso. Ladera arriba los desplazamientos registrados sobre la SPR, de acuerdo con la tabla 7.35 del dictamen, muestran para el inclinómetro SCI-32 una evolución similar al SCI-40, mientras los correspondientes a los inclinómetros SCI-27 y SCI-23 manifiestan una dinámica ascendente análoga, evidenciando una clara sincronía de movimientos, a la escala de registro.
A continuación, la figura 7bis.5 recoge la información correspondiente a los inclinómetros situados en el tramo entre los ejes de las presas.
Figura 7bis 5. Movimientos registrados en los años 2020 y 2021 en los inclinómetros funcionales señalados en azul en la figura 7bis.2 del tramo entre presas, para las superficies con mayor desplazamiento. Precipitaciones en la estación pluviométrica de Yesa GN.
Tras un registro muy irregular en el año 2020, en el año 2021 se observa cómo los desplazamientos en el inclinómetro SCI-33 muestran un desplazamiento significativo que alcanza su máximo a finales de 2021; por su posición en la parte alta de la ladera, indicaría el movimiento cerca del borde de la masa inestable y los movimientos se registrarían sobre la SIR.
El inclinómetro SCI-7bis muestra un ligero incremento de velocidades correspondiente a la SPR; por su parte, en el inclinómetro SCI-24, algo más alejado de las presas, continúan los movimientos a distintas profundidades; en la figura 7bis.5 se muestran los desplazamientos a 29,50 m de profundidad con una velocidad de 2,23 mm en el año 2021.
Finalmente, el inclinómetro SCI-20 (único inclinómetro que quedaba aguas abajo de las presas) que mostraba “Movimiento en cinco bloques diferenciados desde superficie hasta 48 m. Se trata de la SPR sobreelevada por efecto de las fallas del borde” (Dictamen CICCP, página 7/10) y presentaba varias superficies netas de rotura y un desplazamiento de hasta 18 mm, con su máximo en noviembre de 2019 (“Informe del comportamiento de la ladera derecha de la presa de Yesa (Navarra). Enero 2020” CHE) pasa, repentinamente, a ser el nuevo SCI-20bis, de forma no explicada, lo que impide establecer su evolución en el tiempo.
En conjunto, se puede concluir que, a pesar de lo muy limitado de la red de control, la ladera registra movimientos desde su parte superior hasta el entorno del embalse. Se han identificado desplazamientos tanto a nivel del Deslizamiento del Inglés, como de la superficie principal de rotura (SPR) y de la superficie inferior de rotura (SIR). Las velocidades medidas en el año 2021 (último de registro) tienen unos valores medios superiores a 1 y 2 mm/año, con un máximo en la zona del Inglés de 5,15 mm/año
A continuación, en la tabla 7bis.2 se muestra la comparativa de las velocidades medias sobre las superficies de deslizamiento recogidas en el año 2021 y las recogidas en el Dictamen CICCP.
Tabla 7bis.2. Comparación de las velocidades medias sobre las superficies de deslizamiento recogidas en el Dictamen CICCP (Tabla 7.35) y las determinadas para el año 2021.
Aunque limitados, estos desplazamientos indican que, a pesar de las importantes obras ya realizadas, la estabilidad de la ladera continúa siendo precaria. A este respecto cabe recordar que entre 1999 y 2011 los clavos de nivelación de la presa de hormigón mostraron movimientos ascendentes «oscilatorios», pero continuos, inferiores a 1 mm/año (figura 0.1). Cuando en 2011 se reanudaron las excavaciones de la base de la ladera para cimentar el estribo de la nueva presa, los movimientos se aceleran de forma drástica, lo que condujo a una desestabilización generalizada de la ladera y las crisis de finales de 2012 y comienzos de 2013, con la declaración de los Escenarios de riesgo 0 y 1 del Plan de Emergencia de la presa.
Si bien en la actualidad no se plantean nuevas excavaciones, debe considerarse que el proceso de llenado previsto y sus desembalses son elementos desestabilizadores que volverán a poner a prueba la estabilidad de la ladera, incluso en condiciones no sísmicas.
Queda, además, por contextualizar el cambio del inclinómetro SCI-20 entre 2019 y 2020, el único inclinómetro activo aguas abajo de la nueva presa, y los preocupantes registros del nuevo inclinómetro SCI-43.
En geotecnia la forma más habitual de reconocer la estabilidad de un elemento es a partir del factor de seguridad (FS). Este parámetro se establece como la relación entre los elementos que contribuyen a su resistencia y la solicitación a la que se ve sometido, de tal forma que un factor de seguridad de 1 implica una situación de igualdad entre resistencia y solicitación, o lo que es lo mismo que se encuentra en el límite de su equilibrio. Valores de FS superiores a 1 sitúan el elemento del lado de la seguridad, tanto más cuanto mayor es su valor; por el contrario, valores de FS inferiores a 1 implican una situación de inestabilidad neta.
Este valor permite una tasación objetiva de la estabilidad, por lo que es el utilizado habitualmente en las distintas normativas relacionadas con la geotecnia y el mundo de la construcción.
A continuación, en la tabla 8.1, se recogen los valores del coeficiente de seguridad para el estado límite último (ELU) de estabilidad global de las distintas actuaciones geotécnicas, incluyendo la estabilidad de taludes y terraplenes, tomados de diferentes documentos españoles de carácter geotécnico (Estaire et al., 2016):
| Combinación de acciones | Guía Cimentaciones Obras de Carreteras | ROM 0,5 – 05 | Código Técnico Edificación |
| Cuasi – permanente | 1,50 | 1,40 | 1,80 |
| Fundamental | 1,30 | 1,30 | (1) |
| Accidental o sísmica | 1,10 | 1,10 | 1,20 |
*Nota 1: El código técnico de la edificación distingue únicamente entre situaciones persistentes o transitorias (FS=1,80) y situaciones extraordinarias (FS=1,20)
Tabla 8.1. Valores del coeficiente de seguridad para el ELU de estabilidad global en diferentes documentos españoles de carácter geotécnico (Estaire et al., 2016).
Los mismos autores (Estaire et al., 2016) indican que, en aplicación del Eurocódigo-7 (EC-7), los análisis se pueden seguir realizando mediante el coeficiente de seguridad obligando a que sea superior a los valores del factor parcial de la tabla 8.2:
Tabla 8.2. Valores de los factores parciales de minoración de parámetros geotécnicos (γM) a
utilizar en el análisis de la estabilidad global y de taludes (Estaire et al., 2016).
Existen, por tanto, suficiente número de valores de factor de seguridad para tomar como referencia en el análisis de estabilidad, dado que además de ser una ladera afectada por las actuaciones de recrecimiento, es la base en la que se cimentan los estribos derechos de las dos presas.
Recientemente, el Real Decreto 264/2021, de 13 de abril, por el que se aprueban las Normas técnicas de seguridad para las presas y sus embalses, recoge como “coeficientes de seguridad mínimos relativos a la estabilidad de la presa” establece los valores de la tabla IV del documento (en la tabla V se exigen valores aún superiores para tensiones en el cuerpo de presas de fábrica), que son los siguientes:
| Categoría de la presa | |||
| Situación | A | B | C |
| Normal | 1,4 | 1,4 | 1,3 |
| Accidental | 1,3 | 1,2 | 1,1 |
| Extrema | >1,0 | >1,0 | >1,0 |
Tabla 8.3. Coeficientes de seguridad mínimos relativos a la estabilidad de la presa (Real Decreto 264/2021)
Además, en el articulado de este Real Decreto 264/2021 se señala:
En la misma norma, en relación con la acción sísmica, se recogen los “valores de periodo de retorno mínimos a considerar para los seísmos de proyecto y extremo” (tabla III de la norma), que son los siguientes:
Tabla 8.4. Períodos de retorno mínimos a considerar para los seísmos de proyecto y extremo
(Real Decreto 264/2021)
Por su parte, en el capítulo 8 del Dictamen CICCP (2021) se señala que los cálculos de estabilidad realizados hasta el presente «vienen lastrados por factores diversos como:
El Dictamen CICCP procede a un cálculo, con las mismas limitaciones que los previos, cuyo objetivo (página8/6) “no es volver a ejecutar análisis retrospectivos sino analizar de forma rápida la sensibilidad del factor de seguridad FS ante variaciones de los parámetros geotécnicos, de las posiciones del nivel freático, de la geometría de la masa deslizada, etc.”, con resultados dispersos: “Como vemos los FS individuales varían de 0,88 a 1,38 (descartando algunos valores anormalmente elevados), mientras
que los globales también varían de 0,98 a 1,38. Es una gama de valores demasiado amplia para poder asumir un valor concreto” (página 8/12).
Finalmente, en el apartado de conclusiones del dictamen se señala (página 8/24):
«Es evidente que jugando con c, Ø y los niveles freáticos (o Ru) y predeterminando las superficies de rotura se puede llegar al FS que se desee», lo que hace cuestionar la aproximación desarrollada en un marco de incertidumbres demasiado amplio y que, como se reconoce, condiciona de forma fundamental los cálculos desarrollados.
En este mismo apartado de conclusiones, el Dictamen CICCP reconoce que “sigue siendo imprecisa la configuración y la tasa de movimiento en la SIR; dista mucho de estar definido el proceso de infiltración de agua en la ladera; no se sabe hasta qué punto puede ser eficaz el sistema de drenaje proyectado; se ignora la distribución espacial y temporal de los parámetros resistentes, etc.”, se plantea que “Hay que calibrar las obras en su estado actual y futuro, con todos los refuerzos y mejoras previstas, y dejar de investigar etapas anteriores ya superadas”.
No parece verosímil que puedan calibrarse las obras en el marco de desconocimiento actual, con una investigación que no cubriría los requerimientos de la normativa de seguridad para las presas aprobada en 2021. De hecho, en el informe Dictamen del CICCP incluso se cuestiona la naturaleza de los empujes de la ladera derecha sobre la presa (página 8/19): «Hay que señalar que los levantamientos actuales han superado los 12 mm, lo cual indica empujes bastante elevados», y se avanza: «El problema queda para futuras investigaciones. De hecho los eventuales refuerzos dependen del mecanismo de rotura que se considere» y «Actualmente los levantamientos están paralizados, pero el tema merece un seguimiento continuo durante algunos años de operación de las presas». No se aporta en este punto ningún dato en relación con estos levantamientos, ni de las posibles cargas sobre las estructuras de contención, que es lógico considerar que se estén controlando.
Finalmente, el Dictamen CICCP indica que “la principal opción es el método observacional”, o lo que es lo mismo trabajar sin factor de seguridad; en este sentido, como indican Spross et al. (2014):
“Todavía son escasos los estudios de casos que describen y debaten la aplicación formal del método de observación tal como se define en el Eurocódigo (Spross y Larsson, en prensa), a pesar de que el método a simple vista puede parecer sencillo. No obstante, puede afirmarse que en la práctica se utilizan a veces «enfoques observacionales» definidos de forma menos estricta. Aun así, se han planteado preocupaciones en relación con los bajos márgenes de seguridad, tal y como informa Powderham (2002). Las preocupaciones no son sorprendentes; la ventaja del método observacional es permitir diseños menos conservadores que otros enfoques, dejando al ingeniero diseñador la interpretación de cómo hacer el mejor uso del método. Sin embargo, esta ventaja es también uno de los principales inconvenientes, ya que las directrices disponibles (Frank et al. 2004) no ofrecen prácticamente ninguna orientación sobre los requisitos de seguridad adecuados para la estructura. Esto implica que el margen de seguridad de la estructura terminada es, en el mejor de los casos, arbitrario, pero posiblemente totalmente desconocido”.
En el apartado 9.2 de este capítulo en el Dictamen CICCP se indica que, según el Proyecto de Actuaciones de Mejora en la Margen Derecha del Embalse de Yesa, con los movimientos de tierras realizados en la ladera (quitando tierras de la cabeza del deslizamiento y colocándolas en la zona del pie) se llegaría «a F = 1,10 en la parte alta de la ladera y a F= 1,25 para una rotura de base”. Se señala que “Estos coeficientes, sin embargo, serían menores en el futuro con las previsibles cotas de embalse por lo que se proponían medidas de refuerzo adicionales, especialmente la impermeabilización de la ladera en la parte de aguas arriba y entre las cotas 490 y 520 (coronación de la presa recrecida)”.
De esta forma, las medidas de mejora comprenden:
Seguidamente se cuestiona la galería de drenaje haciendo referencia a informes previos: “Geoconsult plantea que quizá la función de drenaje de la galería puede verse limitada por su localización. Si se considera el deslizamiento más activo, el SPR, que con la información de que se dispone resulta muy sensible al efecto de la pluviometría, la galería propuesta queda muy alejada de esa superficie de rotura. Los drenes ‘principales’ previstos en la misma serán, por otro lado, subhorizontales hacia el interior del macizo, por lo que interceptarían la infiltración una vez ésta hubiera atravesado el nivel SPR”. Y se indica:“Evidentemente la galería y los drenes, tal como están previstos, no drenarían en ningún caso los teóricamente posibles niveles colgados sobre la SPR, si bien no hay constancia de que tales niveles hayan existido nunca en la zona de la ladera que queda aguas arriba de la presa de hormigón. En realidad la galería y los drenes están proyectados para drenar el nivel freático general de la ladera que sólo afecta a la SIR, una vez que la pantalla de impermeabilización, además de impedir la entrada de agua del embalse, obligue al agua de la ladera a aflorar aguas abajo de la presa recrecida”.
Nuevamente, el Dictamen CICCP destaca las carencias existentes en la red de control hidrogeológico. Finalmente se resalta: “Parece claro que la galería drenante con sus drenes incorporados no serviría para drenar el agua que pudiera acumularse en la base de la SPR” y se señala: “La única opción práctica será la medida de una red suficientemente extensa de piezómetros a lo largo de los procesos de llenado y vaciado”. Indicar a este respecto que la red de piezómetros no solo debe ser extensa sino que además tiene que estar bien diseñada, de acuerdo con el contexto hidrogeológico de la ladera.
En este apartado, por último, se añade que: “Por nuestra parte tenemos dudas sobre la capacidad drenante del sistema”.
El capítulo 9 del Dictamen CICCP termina con unas recomendaciones encuadradas en el apartado 9.3. Soluciones alternativas:
En relación a estas conclusiones en el documento se indica: “La región E que incluye la ladera aguas arriba de la presa actual, muestra una elevada anisotropía en la evolución piezométrica: en algunos piezómetros (que muestran hidrogramas aserrados) el nivel muestra sólo variaciones centimétricas (posiblemente, el nivel está en margas o en la zona de transición); otros tienen tendencia ascendente (verde en la Figura 16); otros muestran agotamientos muy rápidos en relación a los observados en la región O”.
En lo que se refiere al bombeo (figura 18 del Dictamen): “La región O que comprende la ladera aguas abajo de la presa actual ha mostrado un comportamiento relativamente homogéneo en la monitorización, con agotamientos similares. No obstante, la respuesta al ensayo de bombeo sólo es patente en los piezómetros más meridionales. No hay respuesta en los piezómetros ubicados en la urbanización”.
Figura 9.1. Piezómetros afectados por el bombeo de noviembre de 2015.
De esta forma, la eficiencia de los pozos de bombeo podría no ser la deseada, en un marco en el que la necesaria investigación previa solo puntualmente se muestra rigurosa y de calidad.
En primer lugar, indicar que la situación actual es de las más favorables en la que se van a encontrar las presas, pues en un futuro las incertidumbres en la respuesta del sistema ladera derecha-presas se centran en 3 sucesos críticos que pueden llegar a ocurrir simultáneamente:
Comenzando por el estado de estabilidad actual de la ladera, los registros del año 2021 (los últimos publicados por la CHE) indican que la ladera derecha, después de la generalización de su rotura en los años 2012-2013 y a pesar de las actuaciones ya desarrolladas, continúa moviéndose, tanto en su parte superior como en el entorno del embalse, con movimientos que afectan a la superficie inferior de rotura, la superficie principal y el deslizamiento del Inglés. Se trata de movimientos lentos en las condiciones actuales, con velocidades que se sitúan por encima de 1 mm/año en los 9 inclinómetros más significativos que funcionan hoy en día.
Estos movimientos muestran una tendencia nada despreciable, que deberá ser contrastada con nuevos registros (a fecha de elaboración de este informe aún no se han publicado los registros del año 2022). Su movimiento es superior al registrado en los clavos de nivelación de la presa de hormigón entre 1999 a 2011 (inferiores a 1 mm/año), que no fueron identificados como síntomas de una inestabilidad latente que terminaría en la desestabilización general de la ladera, como la atestigua la distribución de los inclinómetros rotos y las situaciones de crisis de 2012 y 2013.
Queda por explicar, además, la sustitución del único inclinómetro situado aguas abajo de la presa, localizado en un entorno que se verá comprometido por la llegada de agua tras las labores de impermeabilización propuestas, y los del nuevo inclinómetro SCI-43 cuya localización se desconoce y que registró desplazamientos importantes en sus tres únicos meses disponibles.
En este contexto, una de las zonas más comprometidas a futuro es la situada aguas arriba de la presa de hormigón: “Especial atención merecerá la zona de El Inglés. Con las obras de mejora previstas o las variantes propuestas en este dictamen puede garantizarse la estabilidad de esa parte de la cerrada, pero no pueden descartarse otras influencias, derivadas de las propias obras” (página 10/4). Precisamente en esta zona se sitúa el mayor número de inclinómetros citados, y los que han dado mayor movimiento en 2021. Estos movimientos, como se ve en la figura 7bis.4, afectan a la base de los materiales sueltos del pie de la ladera (Deslizamiento del Inglés), a la superficie principal de rotura (SPR), en los materiales flyschoides, y a su zona superior (SCI-33, fuera del perfil). Los desplazamientos presentan, a la escala de medida, una notable sincronía (figura 7bis.3), lo que implicaría que la desestabilización de la base podría generar nuevamente la desestabilización general de la ladera.
Precisamente es para esta zona donde se efectuaron los cálculos de estabilidad recogidos en el “Estudio de estabilidad de 2019” de Geoconsult, ya que como se indica (página 94): “El Perfil 9 (Gráfico nº 68) se ha adoptado como representativo para una estimación de la seguridad. Está situado aguas arriba de la presa de hormigón, pero cerca de su paramento vertical (Gráfico nº 69). El perfil atraviesa áreas donde se han medido máximos desplazamientos superficiales de la ladera. Una posible inestabilidad presas”.
El cálculo se desarrolla para 7 situaciones (página 102 del estudio), la última de las cuales considera el efecto de la excavación y de los elementos de mejora (muros, impermeabilización y anclajes) y un sistema de drenaje óptimo en las condiciones más favorables de funcionamiento. La figura 10.1 “resume los Factores de Seguridad de todos los cálculos efectuados”:
Figura 10.1. Factores de seguridad calculados para el CASO 1 y CASO 2 en diferentes situaciones y bajo la hipótesis de lluvias intensas (Ru=0.15) (Geoconsult, 2019 “Estudio de estabilidad” Gráfico nº 102).
En este estudio de Geoconsult se indica: “Los factores de seguridad obtenidos bajo la hipótesis de desembalse rápido llevan a factores de seguridad cercanos a 1 e incluso menores. Las hipótesis consideradas se consideran extremas y los valores se toman como valores mínimos. Por ejemplo, el caso con factor de seguridad inferior a 1 corresponde a un desembalse rápido y lluvias intensas, situación poco probable”.
Es de destacar, en este punto, que el valor máximo obtenido para la situación final (7) y en seco (Ru= 0.0) es de 1,25 (valor incluido en la figura), cuando los valores exigidos en distintos documentos oficiales para obras de envergadura muy inferior, en relación al estado límite último de estabilidad global de las distintas actuaciones geotécnicas, incluyendo la estabilidad de taludes y terraplenes, son muy superiores (tabla 10.1):
| Documento | Factores de seguridad |
| Guía de cimentaciones de obras de carretera | 1,5 |
| Recomendaciones Geotécnicas para Obras Marítimas y Portuarias (ROM 0.5-05) | 1,4 |
| Código técnico de Edificación | 1,8 |
| EurocódigoEC-7 (proyecto geotécnico) | |
| Taludes de desmonte de nueva ejecución | 1,4 |
| Estabilidad global en estructuras en obras viarias con estructura en coronación o talud | 1,5 |
| Estabilidad global en estructuras de edificación con estructura en coronación o talud | 1,8 |
Tabla 10.1. Síntesis de factores de seguridad exigidos en distintas actuaciones geotécnicas.
Por su parte, de acuerdo con el Real Decreto 264/2021, de 13 de abril, por el que se aprueban las Normas técnicas de seguridad para las presas y sus embalses, entre los estudios técnicos específicos que los proyectos deberán incluir se recoge (punto 3.3.b): “Estabilidad de las laderas del vaso y evaluación de su comportamiento frente a las oscilaciones del nivel del embalse” y se indica: “El/la proyectista justificará razonadamente, mediante un estudio específico, los coeficientes de seguridad referentes a la estabilidad de la presa”. Resaltar que en el caso de Yesa la ladera constituye la base en la que se cimentan las dos presas, por lo que de su estabilidad depende la estabilidad de las mismas, como ya se comprobó con el levantamiento de los bloques de la presa de hormigón en el año 2013.
Los cálculos realizados con el modelo del Dictamen CICCP, para los 8 perfiles considerados asumiendo parámetros resistentes iguales para las 2 superficies de rotura con superficies estilizadas, se centran en considerar la influencia de los parámetros geotécnicos y el agua en la estabilidad, sin llegar a establecerse valorares de factor de seguridad para las condiciones finales de construcción y en distintas situaciones de funcionamiento. De hecho, se indica: “El modelo permite también aplicar fuerzas de contención exteriores como podrían ser las derivadas de anclajes o la resistencia pasiva de las presas. No se ha profundizado en esta hipótesis ya que no se trataba de proyectar el refuerzo del talud, sino solamente de analizar el efecto de diversos factores”.
En todo caso, el Dictamen CICCP introduce elementos de preocupación adicionales:
Todo esto relativo a situaciones esperables en condiciones de funcionamiento de las presas no excepcionales y con un sistema de drenaje adecuado. De hecho, en el Dictamen CICCP se considera insuficiente o inadecuado el sistema de drenaje mediante galería drenante proyectado, y se plantea la ejecución de pozos en el sector oeste. Sin embargo, como se ha indicado previamente, esta actuación puede no ser particularmente eficiente de acuerdo con la información hidrogeológica disponible, particularmente la derivada del ensayo de bombeo realizado precisamente en el sector de actuación propuesto.
Un apartado especial requiere el riesgo de las presas y de la ladera respecto a seísmos. En el informe se indica: “el riesgo de las presas y de la ladera respecto aeventuales sismos es muy pequeño, por lo que no procede adoptar medidas preventivas al respecto”. En realidad, este riesgo debe ser tasado de acuerdo con la normativa y documentación oficial correspondiente:
En este sentido, cualquier valoración que esté por debajo de estos análisis situaría las obras del lado de la inseguridad, contraviniendo el espíritu de la nueva legislación:
“Las Normas Técnicas de Seguridad contenidas en este real decreto, en cuanto exigencias mínimas de seguridad de las presas y sus embalses y cuya finalidad es la de proteger a las personas, al medio ambiente y a las propiedades, serán de obligado cumplimiento en las distintas fases de la vida de las presas situadas en territorio español” (artículo 1.2), “Los criterios derivados de la seguridad de la presa y embalse prevalecerán sobre cualquier otro criterio de tipo técnico, ambiental u operacional que puedan entrar en conflicto durante todas las fases de su vida” (artículo 7).
En el caso de Yesa la situación es particularmente gravosa, pues las importantes inestabilidades de la ladera derecha ya han generado ya situaciones de riesgo, que han requerido la activación del Plan de emergencia de la presa.
En este capítulo el Dictamen CICCP reconoce las deficiencias de la red de control de aguas subterráneas, de la red de seguimiento de movimientos y, de nuevo, de la información geotécnica:
En cuanto al modo de continuar con los trabajos, se propone realizar directamente una estrategia de “operaciones de llenado y desembalse” acordes con “las recientes Normas Técnicas de Seguridad de Presas y Embalses, B.O.E. de 14-4-2021, Anexo II, Cap. IV)”, sin garantizar las condiciones de seguridad que la misma norma señala para la presa, ni en condiciones de funcionamiento normal (Normas Técnicas de Seguridad de Presas y Embalses, B.O.E. de 14-4-2021, Anexo II, Cap. II), ni mucho menos para eventos extremos en relación con los seísmos de cálculo, que para Yesa son los escenarios correspondientes a periodos de retorno de 1.000 y 5.000 años (Normas Técnicas de Seguridad de Presas y Embalses, B.O.E. de 14-4-2021, Anexo II, Cap. II).
Estos periodos de retorno son los valores de cálculo que establece la normativa de seguridad de presas, en consonancia con las directivas europeas. Obviar estos cálculos es avanzar hacia el llenado del embalse recrecido en unas condiciones de inseguridad que deberían revisarse, dado el historial de la ladera y los graves daños que pueden derivarse aguas abajo en caso de rotura de presa.
En el caso de Yesa el Dictamen CICCP (2021) plantea una estrategia que se enmarca en el “método observacional”: “Para valorar los resultados de auscultación a realizar es necesario que los proyectistas o asesores especializados fijen los umbrales de seguridad, prevención y alarma para cada sistema de medida. Esta intervención reviste especial dificultad al carecerse de un modelo que permita una evaluación numérica de las diversas situaciones esperables”; también se señala: “Lógicamente, todo el proceso puede cambiar si se detectan en alguna de las fases movimientos o niveles no admisibles que, en el peor de los casos, pudieran obligar a parar el proceso y proceder a medidas correctoras de magnitud por ahora imprevisible”, entre las que se destacan entre otras:
En realidad, esta forma de trabajo sería la que se ha venido desarrollando desde el comienzo de construcción de la nueva presa recrecida. Como se indica en Dictamen del CICCP, la finalidad de los estudios geológicos previos a los proyectos para el recrecimiento de la presa no fue «conocer el funcionamiento geomorfológico de la ladera sino, simplemente, determinar la capacidad portante del terreno para la cimentación y la permeabilidad del mismo para evitar fugas del agua embalsada” y no se prestó la suficiente atención a los movimientos de menos de 1 mm/año que registraban los clavos de la presa de hormigón. Cuando las roturas observables fueron generalizadas se dio paso a la declaración de los Escenarios 0 y 1 del Plan de Emergencia de la presa en los años 2012 y 2013 respectivamente, y a la ejecución de actuaciones correctoras. En cualquier caso debieran considerarse los seísmos, atendiendo al nuevo Real Decreto 264/2021 sobre Normas Técnicas de Seguridad para las Presas y sus Embalses.
En este contexto, distintos asesores consideran que “el método observacional” es una aproximación que se llega a convertir en un mero ejercicio de prueba-error, y como recoge K. Been en los Proceedings of the 17th International Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering (2011): “There are both legal and risk barriers to wider implementation of the method in some countries”, indicando que: “In some instances, the building codes or regulations do not allow the approach (Portugal, Netherlands, parts of the USA)».
En el caso de Yesa, dados los antecedentes de inestabilidad de la ladera derecha, no considerar las limitaciones de seguridad marcadas por las regulaciones actuales sería incompatible con las demandas de seguridad, con un amplio margen de incertidumbre.
A continuación se desarrolla una síntesis y valoración de los aspectos principales recogidos en el “Dictamen final sobre la seguridad de las obras del recrecimiento de la presa de Yesa con especial atención a la ladera derecha” (abril 2021), realizado por el Colegio de Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos (CICCP) dentro del marco del convenio de Encomienda de Gestión del Ministerio de Transición Ecológica; se incluye la actualización de movimientos en la ladera derecha, de acuerdo con los publicados en febrero de 2022 por la Confederación Hidrográfica del Ebro (CHE).
12.1. Sobre el conocimiento geológico de la ladera.
La disposición de conjunto de los materiales geológicos de la ladera derecha de Yesa se muestra en el corte S-N de la figura 12.1, realizado a la altura de la presa de hormigón.
Figura 12.1.1. Corte geológico por el eje de la presa de hormigón, donde se aprecia la “Superficie Principal de Rotura” (SPR) en rojo y la “Superficie Inferior de Rotura” (SIR) en morado. La zona externa con línea discontinua señala la excavación realizada durante las obras de emergencia (René Gómez López de Munain, 2018). En azul se representan los materiales dominantemente margosos y en marrones los más areniscosos.
Los materiales geológicos de la ladera derecha de Yesa se han agrupado en dos grandes unidades estratigráficas:
Fotografía 12.1. Alternancia de las capas de margas (grisáceas) y areniscas (amarillentas y
que resaltan en el talud) de las series Flysch (Fuente: informe TYPSA).
Fotografía 12.2. Aspecto de las margas de Pamplona (Fuente: Geoconsult)
En el Dictamen CICCP se diferencian 5 tramos y 25 niveles en el Flysch; desafortunadamente, la calidad gráfica del documento oficial aportado dificulta notablemente su identificación en las figuras.
12.2. Sobre el conocimiento geotécnico de la ladera.
Todos los estudios realizados hasta la fecha identifican 3 superficies principales de movimiento en la ladera derecha (figura 12.2):
Figura 12.2. Alcance de las principales superficies de rotura.
En este contexto, resulta fundamental la determinación de la resistencia de estas superficies de rotura que, sin embargo, apenas es abordada mediante determinaciones de campo y laboratorio. Como se señala en el Dictamen CICCP: «[…] cabe otorgar más utilidad a los ensayos de corte directo realizados en la UPC sobre superficies cizalladas “in situ”. Desgraciadamente solamente se ensayaron dos muestras y los resultados son dispares”.
Con estas carencias tan importantes, resulta llamativo que los 38 sondeos de la serie SP realizados entre los años 2014 y 2015, después de los movimientos críticos de 2012 y 2013, se ejecutaron incomprensiblemente a destroza, lo que imposibilitó la obtención de muestras para ensayo y la determinación de las necesarias características geológicas y geotécnicas.
12.3. Sobre el conocimiento hidrogeológico de la ladera.
La ladera derecha de Yesa está caracterizada geológicamente por la alternancia de capas de materiales de mayor y menor permeabilidad, de «potencia muy variable» y que llegan «a acuñarse hasta desaparecer».
Con esta disposición de materiales (figura 12.3.1), no es necesario un ascenso del nivel piezométrico general para que se generen importantes presiones de agua desestabilizadoras entre los estratos de la serie. La entrada de agua desde las zonas superiores a través de los niveles más permeables de la secuencia desarrollará, debido a su situación de confinamiento o semiconfinamiento local, notables incrementos de presión de agua; como se indica en el Dictamen CICCP: “el Flysch tiene una capacidad de almacenamiento de agua muy baja. Esto hace que pequeñas entradas de agua provoquen importantes ascensos piezométricos”.
Figura 12.3.1. Desarrollo de flujos subterráneos de agua en la ladera derecha de la presa.
De esta forma, como se indica en el dictamen: “en el Informe de la A.T. […] Es posible que pueda haber niveles colgados intermedios asociados a capas de areniscas, en parte aisladas entre las margas, que puedan haber tenido influencia en los movimientos de algunos planos concretos. Especialmente en época de mayores precipitaciones esta circunstancia puede ser más frecuente hasta que se produzca el drenaje de las capas de arenisca […]».
En este contexto, el seguimiento actual, realizado mediante sondeos de observación abiertos en toda su longitud, resulta muy deficiente y sólo aporta una visión parcial del movimiento del agua en la ladera, que no permite diferenciar ni llevar controles específicos en capas y niveles geológicos de interés; teniendo en cuenta, además, que su seguimiento se realiza con medidas manuales de frecuencia mensual.
Con estas importantes limitaciones, se presenta un modelo de flujo subterráneo general para la ladera donde el agua desciende de forma relativamente directa a través de los materiales del flysch, desde su parte superior hacia su base donde cambia de dirección para fluir relativamente en paralelo al río Aragón (figura 12.3.2).
Figura 12.3.2. “Drenaje profundo preferencial” en la ladera: líneas azules (CICCP, 2021).
Sin embargo, este esquema general presenta numerosas e importantes variaciones locales como demuestra el único seguimiento de detalle realizado en paralelo al ensayo de bombeo de noviembre de 2015, «…desde el 4/11/2015 hasta el 18/11/2015, con lecturas piezométricas cada 5 minutos»: «…en algunos piezómetros […] el nivel muestra sólo variaciones centimétricas […]; otros tienen tendencia ascendente (verde en la Figura 16); otros muestran agotamientos muy rápidos en relación a los observados en la región O» (informe GeoSpatiumLab S.L., 2016).
Figura 12.3.3. Evolución de detalle de niveles de agua subterránea durante el ensayo de
bombeo de noviembre de 2015.
Esta evolución, recogida en la figura 12.3.3., contradice la afirmación recogida al respecto en el Dictamen CICCP sobre el «… ensayo de bombeo de los días 11 y 12 de noviembre de 2015 que a continuación se sintetiza. En primer lugar se constató una tendencia general previa a la realización de la prueba: todos los piezómetros mostraban descensos del nivel aunque con distintos valores» (página 4/13).
En conjunto, el reconocimiento y seguimiento hidrogeológico actual, mediante sondeos abiertos en toda su longitud con medidas mensuales manuales, presenta importantes deficiencias, tanto en lo que se refiere al dispositivo de medida, su contexto hidrogeológico y su periodicidad.
Esta situación es tanto más preocupante en cuanto la presencia de agua en el macizo rocoso es un factor fundamental en el desarrollo de las inestabilidades y, sin embargo, no se dispone de instalaciones de control que aporten la información necesaria (por ejemplo valores de presiones de agua en las superficies de rotura). Señalar, además, que las excavaciones han originado una explanada que puede favorecer la infiltración de agua, lo que no puede valorarse con los piezómetros actuales.
De esta forma, el control adicional que se propone en el Dictamen CICCP (“Por tanto creemos que se debe ampliar el número de piezómetros en el área comprendida entre la carretera y el paramento de aguas debajo de la presa recrecida hasta unos 100 m al oeste de su coronación, para asegurar que el nivel freático no se eleva tras los periodos de lluvia intensa por encima de la cota alcanzada en marzo de 2015”) resulta insuficiente y, en realidad, debe reconsiderarse toda la red de control piezométrico para dotarla de la calidad mínima necesaria para un proyecto en el que la incidencia del agua subterránea en la estabilidad es fundamental.
12.4. Sobre los movimientos registrados en la ladera.
La ladera derecha en la que apoyan los estribos de las presas de Yesa ha dado considerables muestras de inestabilidad desde el comienzo de las obras de construcción de la presa de hormigón en noviembre de 1928.
Fotografía 12.4. Movimiento de 1930 de la margen derecha que llevó a la rescisión del contrato de la obra de la presa de Yesa (René Gómez López de Munain, 2018)
Con unos antecedentes tan preocupantes resulta incomprensible que, como indica el Dictamen CICCP, “…no se planteó, como finalidad de los estudios geológicos previos a los proyectos para el recrecimiento de la presa, conocer el funcionamiento geomorfológico de la ladera sino, simplemente, determinar la capacidad portante del terreno para la cimentación y la permeabilidad del mismo para evitar fugas del agua embalsada”.
Esta deficiencia de planteamiento impidió anticipar el desarrollo de las inestabilidades objeto de valoración en la actualidad. Tampoco se prestó mayor atención, en esos momentos, al movimiento ascendente que estaba registrándose en los clavos de nivelación de la presa. En principio se trata de un movimiento algo “oscilatorio”, con una clara tendencia ascendente, que va siendo más evidente a partir del comienzo de las excavaciones en 2003 y de su reanudación en 2011. El movimiento total fue de 15 mm en este periodo de 17 años, con una velocidad media de 0,88 mm/año.
Figura 12.4.1. Movimiento vertical de los clavos de nivelación de la presa. El CHE 4014 corresponde al bloque 0 del estribo derecho (René Gómez López de Munain, 2018)
Con estos antecedentes, el 26 de noviembre de 2012 se activó el Escenario 0 del Plan de Emergencia del embalse de Yesa por “Síntomas de movimiento de la Margen Derecha de la Cerrada” (René Gómez López de Munain, 2018), tras un episodio de precipitación de 135,10 litros/m2.
Desde el 11 de diciembre de 2012 hasta el 5 de febrero de 2013 se rompen seis inclinómetros por el movimiento de la ladera y el 21 de diciembre de 2013 se activó el Escenario 1 del citado Plan de Emergencia, solicitándose una obra de emergencia para la estabilidad de la ladera. A partir de este momento, tras las medidas de estabilización realizadas, la velocidad de movimientos se ralentiza progresivamente hasta la situación actual que ha sido revisada de acuerdo con los informes anuales de la Confederación Hidrográfica del Ebro (el último en febrero de 2022).
Se presta especial atención a la información inclinométrica ya que permite posicionar los movimientos en profundidad. En la actualidad el número de inclinómetros funcionales se ha reducido notablemente y algunos de los que aún aportan datos incluyen la anotación de «gráfica no fiable» en el Dictamen CICCP.
Figura 12.4.2. Distribución espacial de inclinómetros activos en la actualidad.
A pesar de lo limitado de la red de control, y tras un registro muy irregular en el año 2020, en el año 2021 (último año con registros publicados por la CHE) siguen registrándose desplazamientos en la ladera desde su parte superior hasta el entorno del embalse, tanto aguas arriba de la presa de hormigón (figuras 12.4.2 y 12.4.3) como en el tramo entre presas. Se observan ligeros incrementos de los desplazamientos al final del año, coincidiendo con episodios de lluvias relativamente intensas.
Figura 12.4.3. Movimientos registrados en los años 2020 y 2021 en los inclinómetros funcionales señalados en azul en la figura 12.4.2 situados aguas arriba de la presa de hormigón. Precipitaciones en la estación pluviométrica de Yesa GN.
Figura 12.4.4. Contexto geotécnico de los desplazamientos principales registrados aguas arriba de la presa de hormigón. Desplazamientos medios en el año 2021.
Los desplazamientos identificados corresponden tanto a nivel del Deslizamiento del Inglés, como de la superficie principal de rotura (SPR) y de la superficie inferior de rotura (SIR). Las velocidades medidas en el año 2021 (último de registro) tienen unos valores medios superiores a 1 y 2 mm/año, con un máximo en la zona del Inglés de 5,15 mm/año.
Tabla 12.4.1. Comparación de las velocidades medias sobre las superficies de deslizamiento
recogidas en el Dictamen CICCP (Tabla 7.35) y las determinadas para el año 2021.
Aunque se trata de movimientos lentos, «extremadamente lentos» según la clasificación de Cruden y Varnes (1996) para situaciones generales, el deslizamiento es de carácter activo de acuerdo con la clasificación de Macfarlane (Engineering Geology 109, 2009) para contextos mucho más parecidos al de Yesa (grandes deslizamientos lentos en el entorno de grandes presas, Clyde Dam reservoir):
|
Estado de actividad del deslizamiento Landslide activity status |
Tasa de deslizamiento Creep rate |
|
Deslizamientos activos Active slide |
mayor de 5mm/año greater than 5mm/year |
|
Deslizamiento progresivo Creeping slide |
entre 2 y 5 mm/año 2-5 mm/year |
|
Deslizamiento latente Dormant slide |
menos de 2 mm/año less than 2 mm/year |
Tabla 12.4.2. Actividad de deslizamientos en función de sus tasas de movimiento en el entorno de grandes presas (Macfarlane, 2009).
Es de resaltar que estos movimientos se están registrando en un periodo sin eventos especiales (lluvias extraordinarias o terremotos), lo que indica que la estabilidad de la ladera continúa en una situación precaria, a pesar de las importantes obras ya realizadas. Así se reconoce en el Dictamen del CICCP cuando, en el apartado de conclusiones, se indica: «Parece confirmado que los levantamientos del estribo derecho de la presa de hormigón están asociados a empujes de la ladera»…» Parece que dichos levantamientos se han estabilizado en la fase de quasi-estabilización en que ahora nos encontramos» (en negrita es formato nuestro).
Recordar a este respecto que entre 1999 y 2011 los clavos de nivelación de la presa de hormigón mostraron movimientos ascendentes «oscilatorios», pero continuos e inferiores a 1 mm/año (figura 12.4.1), antes de la desestabilización generalizada de la ladera por las excavaciones en su base, que llevaron a las crisis de 2012-2013.
El proceso de llenado previsto para el recrecimiento de la nueva presa y los desembalses son procesos desestabilizadores que volverán a poner a prueba la estabilidad de la ladera, incluso en condiciones no sísmicas.
Queda, además, por contextualizar el cambio del inclinómetro SCI-20 entre 2019 y 2020, el único inclinómetro activo aguas abajo de la nueva presa, y los preocupantes registros del nuevo inclinómetro SCI-43.
Finalmente, en lo que se refiere al seguimiento de futuro, el Dictamen indica que «se han ejecutado dos nuevos inclinómetros, dotados con fibra óptica para su futura medición en tiempo real» y que «Están establecidos los mecanismos de auscultación que prevean cualquier cambio significativo de estas condiciones. En este sentido se están realizando inversiones para dotar a la ladera derecha de un control de auscultación de telemedición en continuo de forma automática semejante al de los sensores de la presa de Yesa». Parece contradictorio que se diga que estén establecidos los mecanismos de auscultación necesarios, cuando aún se están realizando inversiones para el seguimiento continuo de movimientos; en cualquier caso no se aporta información técnica al respecto, ni sobre los sensores que ya existen en la presa.
12.5. Sobre las medidas de mejora propuestas.
El llenado de la presa recrecida supondrá un aumento de los niveles de agua tanto en la presa como en su entorno, lo que favorecerá el desarrollo de inestabilidades. Por este motivo, en el Proyecto de Actuaciones de Mejora en la Margen Derecha del Embalse de Yesa se proponían medidas de refuerzo adicionales, concretamente:
El Dictamen CICCP cuestiona ambas actuaciones. En el caso de las pantallas se indica: “Probablemente tengan bastantes dificultades de ejecución ya que se van a disponer atravesando la cabecera de los coluviones deslizados y los niveles inferiores del Fysch que estarán fracturados, alterados y desplazados de su posición original»; además: “los coluviones y rellenos situados al sur podrían seguir moviéndose ya que su nivel freático seguiría fluctuando con embalses y desembalses […] esto no descarta que a largo plazo los movimientos de estos suelos no lleguen a afectar a las pantallas, por ejemplo fisurándolas”.
En relación con la galería de drenaje, ya en el informe de GEOCONSULT se apuntaban incertidumbres en relación al diseño, ejecución y funcionalidad de la galería de drenaje, que son corroboradas por el Dictamen CICCP: “Por nuestra parte tenemos dudas sobre la capacidad drenante del sistema”.
Como alternativa el Dictamen CICCP propone el drenaje mediante pozos verticales de bombeo con drenes radiales. El principal problema de esta solución es que se considera la ladera como hidrogeológicamente continua, cuando en el “Análisis de la red de piezómetros del estribo derecho de la presa de Yesa mediante ensayos de inyección de nivel variable. T.M.Yesa (Navarra)” de GeoSpatiumLab S.L., 2016), a partir de la información derivada del ensayo de bombeo efectuado en noviembre de 2015, se concluye: “La región O que comprende la ladera aguas abajo de la presa actual ha mostrado un comportamiento relativamente homogéneo en la monitorización, con agotamientos similares. No obstante, la respuesta al ensayo de bombeo sólo es patente en los piezómetros más meridionales. No hay respuesta en los piezómetros ubicados en la urbanización”, y se incluye la siguiente figura.
Figura 12.5.1. Piezómetros afectados por el bombeo de noviembre de 2015.
Estas actuaciones que se desarrollarían sobre el deslizamiento de El Inglés son también cuestionadas en el Dictamen CICCP:
“Las soluciones previstas, bastante costosas y de complicada ejecución”, “En un somero análisis se pueden observar algunos puntos que pudieran ser problemáticos”, “En algún caso los muros inferiores apoyan en la cabecera del deslizamiento de El Inglés, por lo que pueden presentarse problemas de estabilidad”, “Es cierto que los procesos de embalse y desembalse pueden activar movimientos y deslizamientos en El Inglés, incluso por debajo del nivel de apoyo de los muros anclados previstos”.
Se puede añadir, además, que los anclajes previstos irían dentro de la masa inestable (figura 12.5.2), lo que hace cuestionar su funcionamiento.
Figura 12.5.2. Localización de anclajes en el perfil 5 (Dictamen CICCP).
En el Dictamen CICCP (2021) se propone “una solución más sencilla y de menor coste sería la estabilización del talud mediante un espaldón de escollera, eventualmente con una base impermeable”. Aunque pueda ser recomendable parece una solución escasa para asegurar la estabilidad de la ladera, sobre todo si se consideran acciones sísmicas de proyecto y extraordinarias. Además de cuestionar las actuaciones propuestas, se incluyen 2 observaciones adicionales que aportan más incertidumbre al futuro comportamiento de las presas:
12.6. Sobre la garantía de estabilidad de la ladera.
De acuerdo con el Dictamen CICCP (2021): «Podemos concluir para el momento actual que, aunque no pueda descartarse algún tipo de movimiento en la ladera, tanto en superficie como en profundidad, se tratará siempre en todo caso de movimientos locales, con velocidades mínimas (siempre en el rango extremadamente lento) que no suponen ningún tipo de riesgo».
Sin embargo, esta «fase de quasi-estabilización» es de las más favorables en las que se van a encontrar las presas y las incertidumbres de futuro se centran en la respuesta del sistema ladera derecha-presas en 3 sucesos críticos:
La ocurrencia de una secuencia de seísmos En este contexto, una de las zonas más comprometidas a futuro es la situada aguas arriba de la presa de hormigón: “Especial atención merecerá la zona de El Inglés. Con las obras de mejora previstas o las variantes propuestas en este dictamen puede garantizarse la estabilidad de esa parte de la cerrada, pero no pueden descartarse otras influencias, derivadas de las propias obras”.
Precisamente para esta zona se efectuaron los cálculos de estabilidad recogidos en el “Estudio de estabilidad de 2019” de Geoconsult, ya que: “El Perfil 9 (Gráfico nº 68) se ha adoptado como representativo para una estimación de la seguridad. Está situado aguas arriba de la presa de hormigón, pero cerca de su paramento vertical (Gráfico nº 69). El perfil atraviesa áreas donde se han medido máximos desplazamientos superficiales de la ladera. Una posible inestabilidad afectaría al embalse y, por otra parte, interesa no incluir el efecto estabilizador de las presas”.
Así, aunque como se indica en el Dictamen CICCP: «un único perfil no era representativo de la complejidad propia de la ladera», sí resulta representativo de la zona aguas arriba de la presa de hormigón que puede resultar crítica en las situaciones de futuro. Son además los únicos cálculos que valoran la estabilidad en 7 situaciones determinadas de la ladera, la última de las cuales (7) considera el mejor escenario de futuro, incluyendo los elementos de mejora (muros, impermeabilización y anclajes) y un sistema de drenaje óptimo en las condiciones más favorables de funcionamiento, sin acción sísmica. Indicar en este punto que los nuevos cálculos aportados en el Dictamen CICCP no entran en valorar la seguridad de la presa tras las actuaciones previstas, sino como se indica: “no se trataba de proyectar el refuerzo del talud, sino solamente de analizar el efecto de diversos factores”.
Los valores de Factor de seguridad (FS) obtenidos se resumen en la siguiente figura.
Figura 12.6. «Factores de seguridad calculados para diferentes situaciones y bajo la hipótesis de lluvias intensas (Ru=0.15)» (Geoconsult, 2019 “Estudio de estabilidad”).
Señalar a este respecto que el factor de seguridad es la forma más habitual de reconocer la estabilidad de un elemento en geotecnia, y se establece como la relación entre los elementos que contribuyen a su resistencia y la solicitación a la que se ve sometido, de tal forma que un factor de seguridad de 1 implica una situación de igualdad entre resistencia y solicitación. Valores superiores a 1 sitúan el elemento del lado de la seguridad, tanto más cuanto mayor es su valor; por el contrario, valores inferiores a 1 implican una situación de inestabilidad neta.
Este valor permite una tasación objetiva de la estabilidad, por lo que es el utilizado habitualmente en las distintas normativas relacionadas con la geotecnia y el mundo de la construcción. Así, la tabla 12.6 recoge los valores del coeficiente de seguridad para el estado límite último (ELU) de estabilidad global de las distintas actuaciones geotécnicas, incluyendo la estabilidad de taludes y terraplenes, en diferentes documentos españoles y europeos de carácter geotécnico (Estaire et al., 2016):
| Documento | Factores de seguridad |
| Guía de cimentaciones de obras de carretera | 1,5 |
| Recomendaciones Geotécnicas para Obras Marítimas y Portuarias (ROM 0.5-05) | 1,4 |
| Código técnico de Edificación | 1,8 |
| EurocódigoEC-7 (proyecto geotécnico) | |
| Taludes de desmonte de nueva ejecución | 1,4 |
| Estabilidad global en estructuras en obras viarias con estructura en coronación o talud | 1,5 |
| Estabilidad global en estructuras de edificación con estructura en coronación o talud | 1,8 |
Tabla 12.6. Síntesis de factores de seguridad exigidos en distintas actuaciones geotécnica
Como se observa en la figura 12.6, el valor de Factor de Seguridad máximo obtenido para la ladera derecha de Yesa aguas arriba de la presa de hormigon en la situación final óptima (7) y en seco (Ru= 0.0) es de 1,25 (valor incluido en la figura).
Este valor está claramente por debajo del valor mínimo recogido en la tabla 12.6 para obras de envergadura muy inferior.
En este sentido el Real Decreto 264/2021, de 13 de abril, por el que se aprueban las Normas técnicas de seguridad para las presas y sus embalses, indica un Coeficiente de seguridad mínimo relativo a la estabilidad de la presa de 1,4 para presas de Categoría A, como el caso de Yesa, en situaciones normales; y se señala: “El/la proyectista justificará razonadamente, mediante un estudio específico, los coeficientes de seguridad referentes a la estabilidad de la presa”.
Resaltar que en el caso de Yesa la ladera constituye la base en la que se cimentan las dos presas, por lo que de su estabilidad depende la estabilidad de las mismas, como ya se comprobó con el levantamiento de los bloques de la presa de hormigón en 2013.
En el Dictamen CICCP, sin embargo, se indica que «En casos similares se ha aceptado llegar a FS = 1.1. La explicación radica en que es distinto el caso de nueva construcción que el de actuación sobre un deslizamiento ya producido puesto que el análisis de éste nos permite afinar considerablemente los parámetros resistentes», que no es el caso de Yesa, ya que seguidamente se señala: «La gran cantidad de incógnitas presentes en este caso hacen poco fiable cualquier cálculo o modelización para obtener un coeficiente de seguridad. En consecuencia, y admitiendo que con el recrecimiento de la presa terminado y todas las medidas de excavación, refuerzo y drenaje implementadas o previstas, creemos (el subrayado es nuestro) que el coeficiente de seguridad de la ladera es claramente superior a FS = 1″.
Este párrafo remarca la indefinición en la que se abordaría la estrategia de futuro que plantea el dictamen, básicamente pruebas de embalse y desembalse.
En conjunto, y teniendo en cuenta los problemas de estabilidad históricos de la ladera, resulta imprescindible exigir factores de seguridad que equilibren el nivel de desconocimiento actual. Trabajar con valores de Factor de seguridad inferiores a 1,4 (establecidos en el Real Decreto 264/2021 que aprueba las Normas técnicas de seguridad para las presas y sus embalses) implicaría aceptar un riesgo que no es acorde con las demandas de la sociedad actual, ni con el planteamiento de base del Real Decreto 264/2021 que, en consonancia, señala:
“Los criterios derivados de la seguridad de la presa y embalse prevalecerán sobre cualquier otro criterio de tipo técnico, ambiental u operacional que puedan entrar en conflicto durante todas las fases de su vida” (artículo 7).
12.7. Sobre el riesgo sísmico.
En los apartados previos aún no se ha incluido un aspecto fundamental en el caso de Yesa, que es el relacionado con la sismicidad de la zona.
Aunque en el Dictamen CICCP se indica: “el riesgo de las presas y de la ladera respecto a eventuales sismos es muy pequeño, por lo que no procede adoptar medidas preventivas al respecto”.
En realidad este riesgo se establece oficialmente, de acuerdo con La Norma Sismorresistente (NCSE-02), a partir de los Mapas de Peligrosidad Sísmica del Instituto Geográfico Nacional y los valores de aceleración sísmica que se detallan para cada término municipal.
Este mapa está actualizado por el documento Actualización de mapas de peligrosidad sísmica de España (2012), que recoge para el término municipal de Yesa un valor de aceleración sísmica de referencia (PGA, TR-475) de 0,09g.
Figura 12.7. Mapa de Peligrosidad Sísmica de España (versión revisada octubre, 2015)
En este sentido, en el Dictamen CICCP se recoge: «En cuanto a la Sismicidad la aceleración básica en Yesa según la NCSE-02 vigente en la actualidad es de 0,04 g, sin embargo en 2012 el IGN publicó una actualización (aún no preceptiva) en la que se determinaba el valor de 0,09 g«
Sin embargo, en el propio documento de 2012 se indica: “Esto posibilita, con los límites especificados en el artículo anterior, hacer uso del nuevo mapa de peligrosidad, PGA (TR = 475), para el cálculo de las acciones sísmicas. En efecto, nada se opone, e incluso es recomendable, que en los cálculos con las normas NCSE-02 y NCSP-07 se sustituya la aceleración sísmica básica dada para el emplazamiento de la construcción en estas normas, por la correspondiente aceleración máxima del suelo dada por el nuevo mapa, siempre que el valor de la aceleración sísmica de cálculo, ac, resulte superior, ya que con ello se habrá incrementado la seguridad”. No tiene por tanto ningún respaldo utilizar un mapa desactualizado que situaría, además, los cálculos del lado de la inseguridad.
Una vez establecida la sismicidad de la zona, de acuerdo con las Normas Técnicas de Seguridad para las Presas y sus Embalses (Real Decreto 264/2021), se debe proceder a determinar las aceleraciones de cálculo correspondientes a dos situaciones:
A partir de este punto hay dos documentos de referencia a considerar:
• TR = 1000 años PGA = 0.20g
• TR = 5000 años PGA = 0.38g»
Se consideran, de esta forma, los mismos tiempos de retorno que recogen las Normas Técnicas de Seguridad para las Presas y sus Embalses (RD 264/2021), introduciéndose unos valores de aceleración claramente superiores a los del documento previo.
De esta forma, asumir como se indica en el Dictamen CICCP (2021), que “Normativamente, en lo que se refiere a los elementos estructurales, no es exigible ir más allá de 0,117 g y 0,180 g en los valores a introducir en el cálculo”, supone situar los trabajos del lado de la inseguridad, obviando los avances técnicos y normativos que en esta materia se han desarrollado en los últimos años. Esta situación es particularmente grave si se considera la notable incertidumbre, reconocida en el propio documento, respecto a aspectos fundamentales en la estabilidad de la ladera y el desarrollo histórico de inestabilidades que ya obligaron a la demolición de dos urbanizaciones completas.
Un aspecto realmente llamativo de los dos documentos previos, es que los efectos del seísmo en el primer caso, con aceleraciones menores, son muy superiores a los obtenidos por Geoconsult, con aceleraciones mayores. Esta contradicción queda por explicar.
En el Dictamen CICCP, a partir de la información previa, se recogen los siguientes efectos de los seísmos sobre las estructuras: “Como hemos visto, los efectos del Terremoto Extremo sobre la ladera supondrían la aparición de grietas y desplazamientos de masas de terreno desorganizadas (bloques de roca entre tierras arcillo-arenosas) y empujes importantes sobre las estructuras de contención que, si bien no supondrían su ruina, sí las dejarían inutilizadas para posteriores solicitaciones de intensidad no muy grande, aunque sería posible su reparación tras el sismo” y “… pero no implican necesariamente la rotura de estos o su desaparición, y, en cualquier caso, se podría vaciar el embalse sin problemas; cosa que habría que hacerse como medida de seguridad si el sismo que ocurriera superase, en el emplazamiento, la magnitud Mw = 7 y la aceleración 0,20 g”. Indicar que esta aceleración (0,20g) corresponde, según el informe de Geoconsult, al seísmo de proyecto con un tiempo de retorno de 1.000 años
Se debe asumir, también, que durante este posible desembalse no se producen réplicas del seísmo, muy habituales en terremotos de magnitud elevada, u otros sucesos que compliquen aún más la situación.
Además de esta valoración, que se ciñe al marco normativo y documental oficial, el dictamen incluye una consideración adicional sobre una posible reacción en la rama norte de la Falla de Loiti, que “discurre por el fondo del valle” y “Ha estado sumergida desde 1960 y no hay ninguna evidencia de que se haya movido por ello; saber si está en el límite, de forma que 25 m más de agua la van a movilizar parece de una probabilidad ínfima. En cualquier caso deberá tenerse en consideración para la medición correspondiente durante el proceso de llenado del embalse recrecido”.
Por todo ello, resulta llamativo que en el Dictamen CICCP se indique que: «A partir de lo anterior podemos concluir, coincidiendo con el Informe de Geoconsult de 2020 que incluso en el marco de las mayores aceleraciones previstas en la Actualización 2012, se puede seguir garantizando la seguridad de la presa y de la ladera”.
En realidad, en los 2 documentos de Geoconsult que están a nuestra disposición: “Estudio de estabilidad y evaluación de la seguridad de la ladera derecha del embalse de Yesa. Análisis de documentación existente” y “Estudio de estabilidad y evaluación de la seguridad de la ladera derecha del embalse de Yesa. Realización de un estudio de estabilidad”, ambos fechados en octubre de 2019, no se recoge esta afirmación. Es más, no conocemos que haya un Informe de Geoconsult de 2020, que tampoco es referenciado en el apartado «1.1 Antecedentes e informacion previa» del dictamen, mientras en su apartado «1.2 Sinopsis del dictamen» se indica: «[…] la Fase II ha estado especialmente dedicada al análisis del estudio encargado por el Gobierno de Navarra a la consultora GEOCONSULT, del cual se ha dispuesto a finales de 2019», por lo que no podría ser de 2020. De hecho las tablas y figuras referenciadas en el dictamen como Geoconsult 2020 corresponden al segundo de los documentos que indicamos y ni en el ejemplar del que disponemos de él, ni en el del otro informe, se incluye esta afirmación.
En todo caso, por nuestra parte, estamos más de acuerdo con lo indicado por el Profesor Luciano Picarelli (Nápoles, octubre de 2019) en su informe al respecto:
«g) Considering the low safety factor of the soil mass due to the presence of distinct shear surfaces, the potential effects of an earthquake are a completely different aspect of the problem to handle with care and skill, but this was a problem even before the 2013 event.
g) Teniendo en cuenta el bajo factor de seguridad de la masa del suelo debido a la presencia de distintas superficies de corte, los efectos potenciales de un terremoto son un aspecto completamente diferente del problema para manejar con cuidado y habilidad, pero este era un problema incluso antes del evento de 2013».
12.8. Sobre la propuesta de actuación.
En cuanto al modo de continuar con los trabajos, el Dictamen CICCP propone realizar directamente una estrategia de “operaciones de llenado y desembalse” acordes con “las recientes Normas Técnicas de Seguridad de Presas y Embalses, B.O.E. de 14-4- 2021, Anexo II, Cap. IV)”. No obstante esta estrategia no garantiza las condiciones de seguridad que la misma norma señala para las presas, ni en condiciones de funcionamiento normal (R.D. 264/2021, Normas Técnicas de Seguridad de Presas y Embalses, Anexo II, Cap. II), ni mucho menos para eventos extremos en relación con los seísmos de cálculo, que para Yesa son los escenarios correspondientes a periodos de retorno de 1.000 y 5.000 años (Normas Técnicas de Seguridad de Presas y Embalses, Anexo II, Cap. II).
Obviar estos cálculos es avanzar en el llenado de las presas en unas condiciones de inseguridad que, dado el historial de la ladera, debería revisarse.
El Dictamen CICCP indica que su estrategia se enmarca en el “método observacional”, que «[…] reviste especial dificultad al carecerse de un modelo que permita una evaluación numérica de las diversas situaciones esperables” y que “Lógicamente, todo el proceso puede cambiar si se detectan en alguna de las fases movimientos o niveles no admisibles que, en el peor de los casos, pudieran obligar a parar el proceso y proceder a medidas correctoras de magnitud por ahora imprevisible”.
En realidad, esta forma de trabajo sería la que se ha venido desarrollando desde el comienzo de la construcción de la nueva presa recrecida. Tal como se indica en el Dictamen del CICCP, la finalidad de los estudios geológicos previos a los proyectos para el recrecimiento de la presa no fue «conocer el funcionamiento geomorfológico de la ladera sino, simplemente, determinar la capacidad portante del terreno para la cimentación y la permeabilidad del mismo para evitar fugas del agua embalsada”
Tampoco se prestó la necesaria atención a los movimientos de menos de 1 mm/año que registraban los clavos de la presa de hormigón. Sólo cuando las roturas observables fueron generalizadas se dio paso a la declaración de los Escenarios 0 y 1 del Plan de Emergencia de la presa en los años 2011 y 2012, y a las obras de emergencia hasta el momento actual de «quasi-estabilización» de la ladera, sin situaciones excepcionales de lluvias o seísmos.
En este contexto, distintos asesores consideran que este tipo de aproximación del “método observacional” se llega a convertir en un mero ejercicio de prueba-error, y como recoge K. Been en los Proceedings of the 17th International Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering (2011): “There are both legal and risk barriers to wider implementation of the method in some countries [Existen barreras legales y de riesgo para una aplicación más amplia del método en algunos países]”, indicando que: “In some instances, the building codes or regulations do not allow the approach (Portugal, Netherlands, parts of the USA) [En algunos casos, los códigos de construcción o reglamentos no permiten el método (Portugal, Países Bajos, partes de EE.UU.)]«.
Como indican Spross et al. (2014): «The benefit of the observational method is to permit less conservative designs than other approaches, leaving to the designing engineer to interpret how to make the best use of the method. However, this benefit is also one of the major drawbacks, as the available guidelines (Frank et al. 2004) give virtually no guidance at all regarding suitable safety requirements for the structure. This implies that the safety margin of the completed structure is at best arbitrary, but possibly totally unknown”.
«La ventaja del método observacional es permitir diseños menos conservadores que otros enfoques, dejando al ingeniero diseñador la interpretación de cómo hacer el mejor uso del método. Sin embargo, esta ventaja es también uno de los principales inconvenientes, ya que las directrices disponibles (Frank et al. 2004) no ofrecen prácticamente ninguna orientación sobre los requisitos de seguridad adecuados para la estructura. Esto implica que el margen de seguridad de la estructura terminada es, en el mejor de los casos, arbitrario, pero posiblemente totalmente desconocido”.
En este contexto destaca la limitada garantía que ofrece el párrafo final del Dictamen CICCP (2021):
«Por todo lo anterior creemos que, prestando atención a las recomendaciones de estos dictámenes y a los asesores especializados de la CHE, la ladera tiene estabilidad suficiente para poner en servicio las presas adyacentes a la misma, si bien ha de seguirse un protocolo de llenado y vaciado que, junto con una instrumentación adecuada, permita el seguimiento preciso del comportamiento del conjunto presasladera y señale la conveniencia o no de introducir modificaciones en el proceso o proceder a medidas de refuerzo y prevención».
En nuestro caso, a partir de la información evaluada y teniendo en cuenta las incertidumbres geotécnicas e hidrogeológicas evidenciadas, la actual situación de quasi-estabilidad de la ladera con movimientos significativos en 2021 y cuya evolución deberá ser contrastada con la información del año 2022, las importantes deficiencias y limitaciones de las actuales redes de seguimiento hidrogeológico y geotécnico, la falta de un valor de Factor de seguridad que garantice la estabilidad futura (tanto en condiciones normales como en condiciones excepcionales, particularmente la actividad sísmica), podemos concluir que ni siquiera en un escenario sin seísmos excepcionales queda garantizada la estabilidad de la ladera derecha y la seguridad de la presa de Yesa.
12.9. Recomendaciones y auscultación adicional.
La auscultación actual tiene importantes limitaciones; se hace necesaria la instalación de instrumentos de auscultación automáticos con registro continuo (sensores de inclinación, extensómetros y piezómetros) que permitan contextualizar de forma clara y precisa los movimientos que se produzcan en cada momento, aprovechando los trabajos de implantación para profundizar en el conocimiento de la ladera respecto a:
Además, se requiere una investigación complementaria que, al menos, aborde las siguientes cuestiones:
A partir de las informaciones a obtener en las nuevas instalaciones de control, se debe desarrollar un modelo geotécnico-hidrogeológico contrastado y calibrado que permita evaluar los efectos de los seísmos de proyecto y extraordinario sobre las estructuras, de acuerdo con lo señalado en las Normas técnicas de seguridad para las presas y sus embalses (Real Decreto 264/2021).
El progreso de los datos de auscultación de la ladera derecha (piezometría, deformaciones, aceleración de movimiento y otros) deben monitorizarse en tiempo real, mediante indicadores con umbrales a partir de los cuales se requerirían medidas adicionales de estabilización y, en su caso, alertar de un peligro inminente y así declarar los correspondientes escenarios de emergencia y salvaguardar las poblaciones existentes aguas abajo de la presa de Yesa.
Mientras existan desplazamientos en la ladera derecha y dadas las limitaciones de la auscultación actual, con notables incertidumbres sobre la dinámica de detalle de la ladera y sobre el margen de seguridad necesario para prevenir los efectos de los seísmos o de otras circunstancias desfavorables, no es adecuado variar los niveles de agua en la zona y, por tanto, se recomienda que no se proceda al llenado del recrecimiento de la nueva presa de Yesa.
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