Informe Hidrológico-Hidráulico Final

IMNSA Ingenieros Consultores S.A

Ministerio de Agricultura y Ganadería - Programa de Desarrollo Sostenible de la Cuenca Binacional del Río Sixaola

ESTUDIO HIDROLÓGICO-HIDRÁULICO PARA EL DISEÑO DEL PUENTE SOBRE LA QUEBRADA VALENTE

RUTA NACIONAL 801

TALAMANCA, PROVINCIA DE LIMÓN

INFORME FINAL

REV. 1

Ing. José Pablo Porras Velásquez

Ing. Alberto Serrano Pacheco Consultores en Ingeniería Hidráulica e Hidrología

San José, Costa Rica Abril 2013

IMNSA Ingenieros Consultores S.A. – MAG - Programa de Desarrollo Sostenible Cuenca Sixaola Estudio Hidrológico-Hidráulico - Diseño de puente sobre la quebrada Valente Ruta Nacional 801, Talamanca, Provincia de Limón

Ing. José Pablo Porras V. Ing. Alberto Serrano P. Informe Final Rev. 1 - Abril 2013

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PREFACIO

El presente estudio fue elaborado para IMNSA Ingenieros Consultores S.A. por los siguientes profesionales:

Ing. José Pablo Porras Velásquez, Dr.-Ing., cédula costarricense 1-0948-0740, ingeniero civil (IC-9300) especialista en ingeniería hidráulica e hidrología y consultor ambiental registrado en SETENA (CI-131-2008). Tel. +506-2290-4070, email: [email protected].

Ing. Alberto Serrano Pacheco, Ph.D., cédula costarricense 2-0514-0061, ingeniero civil (IC-10772) especialista en ingeniería hidráulica e hidrología. Tel. +506-8389-3456, email: [email protected].

Ing. José Pablo Porras Velásquez Cédula 1-0948-0740

IC-9300

Ing. Alberto Serrano Pacheco Cédula 2-0514-0061

IC-10772

En la portada: Paso actual sobre la quebrada Valente, Talamanca, Provincia de Limón.

CONTROL DE CAMBIOS

1 Revisión general 15 de abril de 2013 J. P. Porras, A. Serrano

0 Primera entrega Informe Final 10 de abril de 2013 J. P. Porras, A. Serrano

No. Revisión

Descripción Fecha Elaborado por



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CONTENIDO

PREFACIO .............................................................................................................................. i

CONTROL DE CAMBIOS .......................................................................................................... i

CONTENIDO ........................................................................................................................... ii

1 INTRODUCCIÓN .............................................................................................................. 1

2 CARACTERIZACIÓN DEL ÁREA DE ESTUDIO ...................................................................... 3

2.1. UBICACIÓN DEL SITIO DEL PUENTE ........................................................................................................... 3 2.2. CARACTERÍSTICAS DE LA QUEBRADA VALENTE EN EL SITIO DEL PUENTE .......................................................... 4 2.3. CARACTERIZACIÓN DE LA CUENCA DE LA QUEBRADA VALENTE ....................................................................... 6

2.3.1. Delimitación de la cuenca y caracterización morfométrica .................................................................... 6 2.3.2. Uso y cobertura del suelo ...................................................................................................................... 10 2.3.3. Geología y geomorfología ...................................................................................................................... 12

2.4. CARACTERIZACIÓN CLIMÁTICA REGIONAL ................................................................................................. 12 2.4.1. Clima ..................................................................................................................................................... 12 2.4.2. Precipitación media .............................................................................................................................. 13 2.4.3. Intensidades de precipitación ............................................................................................................... 14

3 ESTIMACIÓN DE CAUDALES DE DISEÑO ......................................................................... 16

3.1. ESTIMACIÓN DE CAUDALES DE DISEÑO POR EL MÉTODO RACIONAL .............................................................. 16

4 ESTIMACIÓN DE NIVELES DE CRECIENTE EN EL SITIO DEL PUENTE ................................ 19

4.1. METODOLOGÍA DEL ANÁLISIS HIDRÁULICO ............................................................................................... 19 4.1.1. Modelación hidráulica en HEC-RAS ...................................................................................................... 19 4.1.2. Estimación del coeficiente n de Manning ............................................................................................. 20

4.2. RESULTADOS DEL ANÁLISIS HIDRÁULICO ................................................................................................. 24 4.2.1. Modelo en HEC-RAS .............................................................................................................................. 24 4.2.2. Niveles de agua en el sitio del puente para los caudales de diseño .................................................... 31 4.2.3. Curvas de descarga de la quebrada Valente en el sitio del puente ...................................................... 35

5 ESTIMACIÓN DE SOCAVACIÓN POTENCIAL ..................................................................... 36

5.1. METODOLOGÍAS DE CÁLCULO DE SOCAVACIÓN EN PUENTES ....................................................................... 36 5.1.1. Socavación en materiales granulares aluviales .................................................................................... 36 5.1.2. Degradación o agradación de largo plazo............................................................................................. 37 5.1.3. Socavación general (por contracción)................................................................................................... 38 5.1.4. Socavación local ................................................................................................................................... 39

5.2. RESULTADOS DEL CÁLCULO DEL POTENCIAL HIDRÁULICO DE SOCAVACIÓN .................................................... 41



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6 CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES ........................................................................ 43

7 REFERENCIAS .............................................................................................................. 45

ANEXOS .............................................................................................................................. 47



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1 INTRODUCCIÓN

El presente es un Informe con los resultados del Estudio Hidrológico e Hidráulico para el diseño del puente sobre la quebrada Valente, ubicado sobre la Ruta Nacional 801 en el cantón de Talamanca, provincia de Limón.

El Estudio tiene como objetivo general estimar las condiciones hidráulicas e hidrológicas y la geometría requerida para un nuevo puente sobre la quebrada Valente en reemplazo del paso existente. Como objetivos específicos se plantearon los siguientes:

• Análisis hidrológico y estimación de caudales extremos en la quebrada Valente a la altura del puente en cuestión, para diferentes períodos de retorno.

• Análisis hidráulico del cauce de la quebrada Valente en el tramo correspondiente a las inmediaciones del puente a construir, tomando en cuenta la propuesta geométrica de la nueva estructura, de acuerdo con los requerimientos usuales definidos por el Departamento de Puentes del Ministerio de Obras Públicas y Transportes (MOPT): altura libre de 1,0 m desde el fondo de viga para la creciente con período de retorno de de 100 años. Determinación de niveles de creciente en el tramo analizado.

• Determinación preliminar de la profundidad de socavación en los bastiones, de acuerdo con los resultados de los cálculos hidráulicos, aplicando la metodología de la Federal Highway Administration (FHWA NHI 01-001).

• Determinación de parámetros geométricos para el diseño del puente: luz libre mínima (distancia entre bastiones); altura libre mínima; nivel mínimo inferior de las vigas del puente; niveles mínimos de fundación en función de la socavación potencial estimada; medidas de protección contra la socavación.

Para cumplir los objetivos anteriores, se aplicó la siguiente metodología:

• Para el análisis hidrológico se utilizó el Método Racional, con base en la información intensidad-duración-período de retorno de la estación Limón. Con este medio se obtuvieron caudales máximos instantáneos para los diferentes períodos de retorno analizados, los cuales se emplearon como parámetro de entrada para el modelado hidráulico.

• El análisis hidráulico del tramo de estudio en la quebrada Valente se realizó mediante la aplicación del modelo unidimensional HEC-RAS. Para esto se utilizaron secciones transversales derivadas del levantamiento topográfico del sitio, así como el levantamiento del puente existente y la propuesta geométrica para la nueva estructura, de acuerdo con los requerimientos del MOPT. Se realizaron simulaciones a régimen permanente con el fin de determinar los niveles de la quebrada en las diferentes secciones transversales para los



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diferentes caudales de diseño obtenidos por medio del análisis hidrológico. Como resultado de las simulaciones se obtuvieron, para cada sección y para cada caudal de diseño, parámetros hidráulicos tales como velocidad del flujo, profundidad, elevación del nivel del agua, elevación del nivel de energía y número de Froude, entre otras variables usuales en un modelo de este tipo.

• Una vez con el análisis hidráulico se procedió a evaluar diferentes fórmulas de socavación (socavación general, socavación local), de acuerdo con la metodología que para este efecto propone la Federal Highway Administration (FHWA NHI 01-001). De esta manera se obtuvieron valores para la estimación de la socavación potencial esperada en la subestructura del puente.

• Con lo anterior fue posible definir las características geométricas básicas del puente para que este opere bajo condiciones seguras, tanto desde un punto de vista de niveles de agua como de socavación.



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2 CARACTERIZACIÓN DEL ÁREA DE ESTUDIO

2.1. UBICACIÓN DEL SITIO DEL PUENTE

La quebrada Valente es un pequeño curso fluvial efímero, también conocido como quebrada Nímolas, ubicado sobre la ruta nacional 801, en el cantón de Talamanca, provincia de Limón, aproximadamente a 2 km al norte del poblado de Bratsi. Realiza un corto recorrido en dirección noroeste-suroeste desde el cerro Piedra Grande hacia el río Sixaola (Fig. 2.1).

Fig. 2.1 Ubicación del punto del puente sobre la quebrada Valente (Fuente: Hoja cartográfica Amubri, a escala 1:50 000, IGN, 1988)

Sitio del puente sobre la quebrada

Valente, Talamanca, Limón



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2.2. CARACTERÍSTICAS DE LA QUEBRADA VALENTE EN EL SITIO DEL PUENTE

En el sitio actualmente no existe un puente sino que los vehículos atraviesan la quebrada por un vado (Fig. 2.3). El vado está compuesto por un apilamiento de bloques y piedras que permiten controlar los caudales bajos de la quebrada (Fig. 2.4). El vado se ubica en una curva suave del camino, por lo que el tránsito de vehículos no se ve afectado por la geometría de la calle.

El sitio proyectado para el puente se ubica unos 120 m aguas arriba de la confluencia de la quebrada con el río Sixaola. El tramo de quebrada presenta una pendiente fuerte, es relativamente rectilíneo y tiene material de fondo grueso, lo cual es típico de torrentes de montaña (Fig. 2.5).

Fig. 2.2 Paso actual sobre la quebrada Valente (Talamanca, Limón)



5

Fig. 2.3 Paso actual sobre la quebrada Valente (Talamanca, Limón)

Fig. 2.4 Tramo de la quebrada Valente aguas abajo del sitio del puente (Talamanca, Limón)



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2.3. CARACTERIZACIÓN DE LA CUENCA DE LA QUEBRADA VALENTE

2.3.1. Delimitación de la cuenca y caracterización morfométrica

Con base en la cartografía 1:50 000 del Instituto Geográfico Nacional (hoja Amubri), se procedió a trazar la divisoria de aguas de la cuenca hidrográfica de la quebrada Valente, definida en el sitio del puente (Fig. 2.5). Una vez delimitada la cuenca, se procedió a calcular sus características morfológicas (parámetros geométricos, hipsométricos, del cauce principal y de la red de drenaje), tal como se muestra en el Cuadro 2.1.

Fig. 2.5 Delimitación de la cuenca de la quebrada Valente (Fuente: Hoja cartográfica Amubri, a escala 1:50 000, IGN, 1988)



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Cuadro 2.1. Características morfométricas principales de la cuenca de la quebrada Valente. Cartografía base escala 1:50 000

Característica Valor Área de drenaje (km2) 1,677 Perímetro (km) 6,853 Índice de compacidad de Gravelius 1,482 Pendiente media de la cuenca (%) 23,80 Elevación media de la cuenca (msnm) 231,38 Elevación máxima de la cuenca (msnm) 360,00 Elevación mínima de la cuenca (msnm) 40,00 Longitud del cauce principal (km) 1,685 Elevación máxima del cauce (msnm) 240,00 Elevación mínima del cauce (msnm) 40,00

Pendiente media del cauce principal (%) 9,49 (Taylor & Schwarz)

Número de orden de la cuenca 1 Longitud total de cauces (km) 1,685 Densidad de drenaje (km/km2) 1,005

La cuenca tiene un área de drenaje de 1,677 km2, y tiene una forma ligeramente alargada (índice de Gravelius de 1,482), con una longitud en su eje mayor de 2,11 km y un ancho promedio de 1,20 km.

Se construyó un modelo de elevación digital a partir de las curvas de nivel de la cartografía disponible (Fig. 2.6), el cual muestra la variación de elevaciones en la cuenca y permite ver la topografía escarpada de la misma. La pendiente media de la cuenca se estimó en un 23,8% mediante el análisis hipsométrico y la definición del índice de pendiente. Por lo que se tiene un terreno bastante escarpado en la zona. Esto se puede apreciar en el mapa de pendientes (Fig. 2.7).

La red de drenaje está compuesta por un único cauce principal bien definido, de ahí el bajo número de orden de 1. La red de cauces es poco profusa de acuerdo con la cartografía disponible (densidad de drenaje de 1,0 km/km2 a escala 1:50000), aunque se observa de la topografía la presencia de depresiones naturales por donde se acumula el agua de escorrentía. Pareciera por lo anterior que predomina en la cuenca el flujo en laderas no concentrado.

Hasta el punto de control de la cuenca, el cauce de la quebrada Valente tiene una longitud total de 1,685 km y presenta un perfil longitudinal como el que se muestra en la Fig. 2.8. Del perfil se observan la fuerte pendiente que la quebrada Valente presenta, esto hace que la quebrada se pueda caracterizar como un torrente de montaña. Esto indica que el flujo por la quebrada es de tipo torrencial, lo que conlleva a tener flujo supercrítico en el cauce, asociado a velocidades de flujo altas y profundidades de



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agua bajas. Como se muestra en la figura, se estimó el valor de pendiente media del cauce por dos métodos: por media aritmética y por un criterio de similitud hidráulica (Taylor y Schwarz), obteniéndose valores del 11,86% y 9,49%, respectivamente. Dado el perfil del río, este último valor es el representativo para los procesos hidráulicos que se presentan en la quebrada.

Fig. 2.6 Modelo de elevación digital de la quebrada Valente (Fuente: Hoja cartográfica Amubri, a escala 1:50 000, IGN, 1988)



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Fig. 2.7 Mapa de pendientes de la quebrada Valente (Fuente: Hoja cartográfica Amubri, a escala 1:50 000, IGN, 1988)



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Fig. 2.8 Perfil longitudinal de la quebrada Valente hasta el sitio del puente (Fuente: Hoja cartográfica Amubri, a escala 1:50 000, IGN, 1988)

2.3.2. Uso y cobertura del suelo

Para realizar una caracterización del uso y cobertura actuales de la cuenca de la quebrada Valente se recurrió al Atlas, del mapa de cobertura del suelo de Costa Rica del año 2005, desarrollada por el Instituto Tecnológico de Costa Rica (2008). En la Fig. 2.9 se muestra mapa de cobertura de suelo de la cuenca de la quebrada Valente. Con base en el análisis de esta imagen se realizó una clasificación de grandes grupos de coberturas del suelo para determinar los porcentajes para la cuenca tal como se muestra en el Cuadro 2.2. Como se puede apreciar, la cuenca de la quebrada Valente presenta una gran área forestal, alrededor de un 52%, existe una pequeña área dedicada a la agricultura, menor a un 1%, y el resto para pastizales y cultivos dispersos. Asimismo, no se presentan en la cuenca uso urbano apreciable, lo cual coincide con lo visto en campo.

20

70

120

170

220

270

0 500 1000 1500

Elev

ació

n (m

snm

)

Distancia (m)

Perfil de la quebrada Valente

Pendiente media (aritmética)

Pendiente media (Taylor & Schwarz)



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Fig. 2.9 Mapa de cobertura de la cuenca de la quebrada Valente (Fuente: ITCR, 2008)

Cuadro 2.2. Coberturas de suelo predominantes en la cuenca de la quebrada Valente

Cobertura del suelo Área

Agricultura Área (km2) 0,012

% Área 0,70

Bosque secundario Área (km2) 0,073

% Área 4,37

Forestal Área (km2) 0,869

% Área 51,.81

No forestal (pastos) Área (km2) 0,723

% Área 43,12

Totales Área (km2) 1,677

% Área 100,0



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2.3.3. Geología y geomorfología

De acuerdo con la información temática disponible en el Atlas Digital de Costa Rica (ITCR, 2008) la zona de estudio presenta formaciones geológicas asociadas a Rocas Sedimentarias, específicamente, a rocas sedimentarios volcanoclásticas, lo cual es común a regiones amplias de la provincia de Limón. Las edades de esta tipo de formación son del Eoceno al Cuaternario.

Geológicamente, la cuenca está principalmente constituida de materiales provenientes de los períodos terciario y cuaternario. La clase de rocas corresponden a rocas de origen sedimentario del Terciario (Oligoceno, Mioceno y Plioceno) y Cuaternario (Pleistoceno).

Geomorfológicamente, la cuenca de la quebrada Valente se encuentra en la formación de la Cordillera de Talamanca. Las cual presenta una forma de origen tectónico y de erosión, dando terrenos escarpados con fuertes pendientes.

2.4. CARACTERIZACIÓN CLIMÁTICA REGIONAL

2.4.1. Clima

Climatológicamente el área de estudio se encuentra dentro de la Región Atlántica Sur (Fig. 2.10), según la clasificación del Instituto Meteorológico Nacional (IMN) a partir de criterios regionales de temperatura, precipitación anual y comportamiento estacional de las precipitaciones (Solano y Villalobos, 1997).

El régimen de esta región no presenta una estación seca definida pues las lluvias se mantienen entre los 100 y 200 mm en los meses menos lluviosos, lo cual es una cantidad de lluvia considerable. En las zonas costeras se presentan dos períodos relativamente secos. El primero entre febrero y marzo y el segundo entre setiembre y octubre. El primer período seco está en fase con el período seco de la vertiente pacífica, sin embargo, el segundo período coincide con los meses más lluviosos de dicha vertiente. Se presentan dos períodos lluviosos intercalados entre los secos. El primero va de noviembre a enero y es el período máximo de lluvias. El segundo se extiende de mayo a agosto y se caracteriza por un máximo en julio que coincide con el veranillo del Pacífico. El mes más lluvioso es diciembre, el cual se encuentra influenciado por los efectos de frentes fríos provenientes del Hemisferio Norte los cuales se presentan entre noviembre y mayo, pero con mayor posibilidad de afectación entre noviembre y marzo. Las lluvias ocurren con mayor probabilidad en horas de la noche y la mañana.



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Fig. 2.10 Mapa de regiones y subregiones climáticas de Costa Rica. Instituto Meteorológico Nacional (Solano y Villalobos, 1997)

2.4.2. Precipitación media

El Instituto Meteorológico Nacional (IMN) cuenta con pocas estaciones pluviométricas en la provincia de Limón, de las cuales las estaciones Limón (Limón) es las más cercanas y representativas de la cuenca de la quebrada Valente. La información de precipitación media mensual para la estación en mención se presenta en el Cuadro 2.3. Nótese la gran cantidad de precipitación que cae en la zona, característico de la Región Caribe. Del cuadro, se puede notar que los meses más lluviosos son julio y diciembre, siendo estos meses los que presentan mayor cantidad en promedio de días con lluvia.



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Cuadro 2.3. Datos meteorológicos de la estación Limón. (Fuente: IMN)

Mes Temperatura media

(°C) Precipitación total media

(mm)

Promedio de días

con lluvia Mínimo Máximo Enero 20,7 28,9 319,7 19

Febrero 20,7 29,1 238,6 16

Marzo 21,2 29,7 206,9 17

Abril 22,0 30,1 264,8 16

Mayo 22,8 30,4 336,2 19

Junio 22,9 30,3 290,6 19

Julio 22,6 29,7 424,1 22

Agosto 22,5 30,1 301,0 19

Setiembre 22,5 30,6 142,2 14

Octubre 22,2 30,4 208,4 17

Noviembre 21,9 29,4 396,9 18

Diciembre 21,2 28,9 447,7 21

2.4.3. Intensidades de precipitación

Para la estimación de caudales en pequeñas cuencas sin mediciones fluviográficas, es común recurrir a modelos de precipitación-escorrentía, que permiten calcular hidrogramas de crecientes o caudales pico a partir de las características de las lluvias en la región de análisis. Estos modelos requieren definir “tormentas de diseño” o “intensidades de diseño”, lo cual usualmente se realiza por medio de curvas intensidad-duración-período de retorno (curvas IDF) representativas del área de estudio y derivadas a partir de registros pluviográficos.

De acuerdo con la ubicación del Área de Estudio y con la información disponible de relaciones IDF para Costa Rica, se tomó como referencia la estación Limón para obtener información básica de intensidades extremas para los análisis hidrológicos del presente Estudio.

Según Vahrson et.al. (1992), la intensidad máxima de la lluvia esperada en dicha estación en función de la duración de la lluvia y el período de retorno, se puede expresar como:

( ) ( )( ) ( )TRddi lnln13747,37857,21ln8865,25052,155 ××−+×−=

con i es la intensidad de la lluvia, en mm/hr, d es la duración de la precipitación, en minutos, y TR es el periodo de retorno, en años.



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La Fig. 2.11 presenta las curvas de intensidad-duración-período de retorno (IDF) del estudio de Vahrson et.al. (1992) para diferentes períodos de retorno entre 1 y 100 años y para duraciones de lluvia de hasta 120 minutos.

Fig. 2.11 Curvas IDF para la estación Limón (según Vahrson et.al., 1992)

20

40

60

80

100

120

140

160

180

10 20 40 60 80 100 120

Inte

nsid

ad (m

m/h

r)

Duración de la precipitación (minutos)

TR = 1 año

TR = 2 años TR = 5 años TR = 10 años



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3 ESTIMACIÓN DE CAUDALES DE DISEÑO

La cuenca de la quebrada Valente no tiene mediciones ni registros continuos de caudal, por lo que no se dispone de información directa para estimar los caudales de diseño para el puente sobre este curso de agua. Ante esta situación, y tomando en cuenta las características de la cuenca descritas en el capítulo anterior, se decidió emplear el Método Racional para la estimación de los caudales máximos instantáneos para el sitio del puente, basados en la relación intensidad-duración-frecuencia de la estación Limón, desarrollada por Vahrson et al. (1992).

Se consideraron períodos de retorno de entre 1 y 100 años para efectos de obtener caudales de diseño para los posteriores análisis hidráulicos.

3.1. ESTIMACIÓN DE CAUDALES DE DISEÑO POR EL MÉTODO RACIONAL

El Método Racional se basa en el concepto de que el caudal máximo instantáneo que se puede generar a partir de la escorrentía de una cierta área de drenaje es directamente proporcional a la intensidad de la lluvia para una duración igual al tiempo de concentración de la cuenca. La constante de proporcionalidad es el producto del área superficial de drenaje y de un coeficiente de escorrentía, definido por las pendientes del sitio y por la cobertura del suelo:

6,3maxtciACQ ⋅⋅

=

donde Qmax es el caudal máximo instantáneo (m3/s), C es el coeficiente de escorrentía, A el área superficial de drenaje (km2) e itc la intensidad de la lluvia para el tiempo de concentración del área de drenaje (mm/hr).

Este método es aplicable en cuencas pequeñas, donde se pueda cumplir la premisa fundamental de que la lluvia abarcará toda el área de forma uniforme y constante a lo largo de la duración de la tormenta.

Para la aplicación del método basta con conocer el área de la cuenca y su tiempo de concentración, así como contar con curvas IDF que permitan estimar intensidades de lluvia para los períodos de retorno de interés. Adicionalmente, es necesario estimar el coeficiente de escorrentía, lo cual se puede hacer mediante el análisis del uso y cobertura del suelo en la cuenca, la pendiente del terreno y el periodo de retorno que se desea analizar. Empleando los mapas de cobertura del suelo y de pendientes de la cuenca de la quebrada Valente, asimismo, los datos tabulados en referencias bibliográficas (Chow et.al. 1994, Viessman, 2003) se realizó la estimación del coeficiente de escorrentía ponderado para la cuenca de la quebrada Valente hasta el sitio del puente. El Cuadro 3.1 muestra el resumen de esta estimación.



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Cuadro 3.1. Definición del coeficiente de escorrentía para la cuenca de la quebrada Valente

Cobertura Pendiente Porcentaje TR = 1 TR = 5 TR = 10 TR = 25 TR = 50 TR = 100

Agricultura Plano, 0 a 2% 0,003 0,31 0,34 0,36 0,40 0,43 0,47 Promedio, 2 a 7% 0,009 0,35 0,38 0,41 0,44 0,48 0,51 Superior a 7% 0,685 0,39 0,42 0,44 0,48 0,51 0,54

Bosque secundario

Plano, 0 a 2% 0,643 0,22 0,25 0,28 0,31 0,35 0,39 Promedio, 2 a 7% 0,127 0,31 0,34 0,36 0,40 0,43 0,47 Superior a 7% 3,600 0,35 0,39 0,41 0,45 0,48 0,52

Forestal Plano, 0 a 2% 13,213 0,22 0,25 0,28 0,31 0,35 0,39 Promedio, 2 a 7% 2,046 0,31 0,34 0,36 0,4 0,43 0,47 Superior a 7% 36,555 0,35 0,39 0,41 0,45 0,48 0,52

No forestal Plano, 0 a 2% 37,256 0,25 0,28 0,3 0,34 0,37 0,41 Promedio, 2 a 7% 0,226 0,33 0,36 0,38 0,42 0,45 0,49 Superior a 7% 5,636 0,37 0,40 0,42 0,46 0,49 0,53

Coeficiente de escorrentía ponderado C 0,295 0,329 0,351 0,389 0,421 0,461

Para la estimación del tiempo de concentración de la cuenca se empleó la ecuación de la Instrucción de Drenaje de la Dirección General de Carreteras del Ministerio de Obras Públicas de España (Témez, 2003):

( )

76,0

4118

=

sLtc

donde tc es el tiempo de concentración (en minutos), s es la pendiente del cauce y L es la longitud del cauce (en km).

De acuerdo con las características de la quebrada Valente, el tiempo de concentración estimado con esta fórmula es de 8,55 minutos. Este valor difiere del estimado por Kirpich, ya que conceptualmente está asociado a la duración base del hidrograma de creciente y no al tiempo de retardo como presuponen el método del SCS y la ecuación de Kirpich. De acuerdo con Témez (2003), este tipo de fórmulas son las recomendadas para la aplicación del Método Racional, ya que permiten obtener un valor de tiempo de tránsito más adecuado a los supuestos de dicho método. A partir de este valor, se estimaron las intensidades de lluvia de diseño (curvas IDF de Llano Grande de Liberia) y se aplicó la fórmula racional para obtener los caudales pico para períodos de retorno de entre 1 y 100 años (Cuadro 3.2).



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Cuadro 3.2. Resultados de la aplicación del Método Racional en la cuenca de la quebrada Valente

A=1,677 km2 tc=8,68 min

Cobertura del suelo TR = 1 año TR = 5 años TR = 10 años TR = 25 años TR = 50 años TR = 100 años Coeficiente de

escorrentía 0,295 0,329 0,351 0,389 0,421 0,461

Intensidad de la lluvia (mm/hr) 120,44 135,31 146,55 161,42 172,67 183,92

Q pico (m3/s) 16,57 20,76 23,94 29,28 33,84 39,47



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4 ESTIMACIÓN DE NIVELES DE CRECIENTE EN EL SITIO DEL PUENTE

4.1. METODOLOGÍA DEL ANÁLISIS HIDRÁULICO

4.1.1. Modelación hidráulica en HEC-RAS

El modelo seleccionado para la simulación hidráulica fue el programa HEC-RAS (River Analysis System del Hydrologic Engineering Center del Cuerpo de Ingenieros del Ejército de Estados Unidos). Este modelo unidimensional se basa en el cálculo de Flujo Gradualmente Variado (FGV) mediante la solución de la ecuación de energía en una dimensión. Considera las pérdidas de energía producto de la fricción a lo largo del cauce y de procesos de expansión y contracción del flujo. Para casos de Flujo Rápidamente Variado (FRV), como saltos hidráulicos, confluencias y flujo en puentes el modelo incorpora la solución de la ecuación de momentum del flujo. Las características específicas del modelo, su fundamente hidráulico y sus formulaciones y métodos de solución numéricos son tratados ampliamente en USACE (2010), documento que puede utilizarse como referencia hidráulica del modelo.

Para la quebrada objeto del presente estudio, el uso de un modelo hidráulico unidimensional como el RAS es suficiente y adecuado para estimar las características del flujo, en particular los niveles para los caudales de diseño y los parámetros hidráulicos relacionados con los cálculos de socavación.

El modelo HEC-RAS requiere la inclusión de la geometría de las secciones transversales, a partir de las cuales se obtienen los parámetros hidráulicos de las secciones para el cálculo de las condiciones de flujo analizadas. Para lograr una correcta aplicación del modelo unidimensional, se utilizaron secciones transversales detalladas y se definieron tramos de análisis y separación de secciones adecuadas para la variación esperada del gradiente de energía en condición de crecientes.

La resistencia al flujo se modela mediante el coeficiente n de Manning, el cual puede ser variado a lo ancho de la sección transversal y a lo largo del tramo analizado. El modelo también requiere de la fijación de condiciones de frontera, las cuales se pueden especificar como condiciones de profundidad crítica o profundidad normal, como un nivel de agua conocido o como una curva de descarga, tanto aguas arriba como aguas abajo del tramo correspondiente. En el caso del presente estudio, se realizó el modelado en régimen permanente, es decir, sin considerar la variación del flujo en el tiempo.

El modelo supone que las secciones de la quebrada (tanto transversal como longitudinalmente) son fronteras rígidas y de esta forma distribuye la totalidad del caudal llenando horizontalmente la sección de la quebrada hasta alcanzar la capacidad hidráulica necesaria para la avenida que se está simulando. Estos cálculos los puede realizar en régimen supercrítico, régimen subcrítico o en un régimen mixto que evalúa las condiciones hidráulicas sección por sección.



20

HEC-RAS permite incluir puentes dentro de su modelo geométrico. Un módulo específico para tal fin permite incluir el puente como una sección transversal especial, pudiéndose incluir la geometría del cauce justo bajo el puente, de la superestructura y de los bastiones y pilas de puente. Junto con la geometría se puede especificar la rugosidad de este tramo y se pueden manejar una serie de variables sobre el método de resolución del flujo bajo el puente. Para una descripción más detallada de cómo el HEC-RAS modela el flujo bajo los puentes, se puede referir nuevamente a USACE (2010).

Los datos de entrada que utiliza el modelo HEC –RAS son la geometría del cauce y del puente (perfiles y secciones transversales obtenidos de las campañas topográficas); los coeficientes de rugosidad estimados para cada tramo de cauce según las observaciones en sitio; las condiciones de frontera, aguas arriba y aguas abajo del tramo, específicas para cada caso; y los caudales de diseño para los diferentes períodos de retorno a analizar.

Los resultados del modelo hidráulico se obtienen tabularmente como un resumen completo de las condiciones hidráulicas de cada sección transversal (niveles de agua y energía, caudal, velocidad, profundidad, área, radio hidráulico, número de Froude, entre otros) y también gráficamente en cada sección transversal y en el perfil de la quebrada.

4.1.2. Estimación del coeficiente n de Manning

Los modelos hidráulicos en general, incluido el HEC-RAS, incluyen dentro de sus formulaciones numéricas un término que representa la resistencia al flujo en canales. Este término incluye a su vez un coeficiente de rugosidad, el cual representa el efecto de resistencia al flujo de las superficies del fondo y de las paredes del canal. Una de las ecuaciones de resistencia más utilizadas en la hidráulica fluvial es la ecuación de Manning, la cual se puede escribir como:

321HRs

nv =

donde:

v: es la velocidad media en la sección transversal

n: es el coeficiente de rugosidad de Manning

s: es la pendiente de la línea de energía del flujo

RH: es el radio hidráulico de la sección transversal de flujo

En el caso de la ecuación de Manning, el parámetro n (llamado comúnmente "n de Manning") es el coeficiente de rugosidad utilizado, el cual representa las condiciones imperantes en la sección transversal y el cual depende de una cantidad de factores, como la rugosidad absoluta de los materiales en el lecho y los bancos del cauce, de las irregularidades del mismo, de la presencia de obstrucciones y vegetación, del régimen de transporte de sedimentos y del régimen de flujo.



21

Existen diversas metodologías para estimar el coeficiente de Manning en un cauce natural. Estas metodologías tienen en común el cálculo de un valor base de n en función de la rugosidad absoluta o de la granulometría de los materiales del lecho. Para ello existen metodologías empíricas y fórmulas analíticas.

Algunas de las fórmulas analíticas más comunes utilizadas para este fin tienen la forma y concepto de las ecuaciones de Strickler, Hey y Limerinos (Chang 1992, USACE 1994, USACE 2010, García 2007, entre otros):

Strickler:

6/10474,0 skn =

donde kS (en metros) está correlacionado con el tamaño de la partícula, usualmente con el d50. Supone condiciones de lecho rígido y una variación de n sólo con la rugosidad absoluta del lecho.

Hey:

=

845,375,11log03,21

dR

fH

86,8

6/1 fRn H=

donde RH es el radio hidráulico del flujo, d84 es el tamaño de partícula (para el que el 84% del sedimento es más fino) y f el factor de fricción de Darcy-Weisbach. Esta ecuación es del tipo Keulegan para lecho rígido, ecuaciones semi-logarítmicas que se basan en la ecuación de Prandtl-von Karman ya que la fricción en la frontera del canal crea una capa de cortante similar a la capa límite en tuberías. Estas ecuaciones demuestran que la resistencia al flujo aumenta para tirantes bajos.

Limerinos:

+

=

84

6/1

log216,1

0926,0

dR

RnH

H

donde RH es el radio hidráulico del flujo y d84 es el tamaño de partícula (para el que el 84% del sedimento es más fino). Esta ecuación está derivada para fondos móviles y materiales relativamente gruesos (arenas gruesas y gravas) y es aplicable sólo en la ausencia de formas de fondo (e.g. dunas) y en el régimen alto de transporte de sedimentos.



22

Existen asimismo otro tipo de metodologías, en donde el n base para un cauce se escoge empíricamente a través de tablas y fotografías que describen y muestran las características más relevantes de los cauces. Esta es una metodología muy generalizada y práctica, desarrollada inicialmente por Chow en 1959 y posteriormente desarrollada por Arcement y Schneider en su texto “Guide for selecting Manning’s Roughness Coefficients for natural Channels and Flood Plains” (1989). Según estos autores, el valor de n de Manning para el cauce principal se obtiene de la siguiente fórmula, propuesta originalmente por Cowan (Chow, 1994):

( )mnnnnnn b 4321 ++++=

donde:

nb: es el valor de base para un canal recto, uniforme y liso conformado por materiales naturales

n1: factor de corrección por irregularidades presentes en la superficie

n2: valor para variaciones en forma y tamaño de la sección transversal del canal

n3: valor para obstrucciones presentes

n4: valor para presencia de vegetación y condiciones de flujo

m: factor de corrección por el efecto de la sinuosidad a lo largo del cauce

Los autores recomiendan obtener los valores de nb de una tabla que proponen (Cuadro 4.1), o realizar estimaciones con las ecuaciones analíticas como las referidas anteriormente:

Cuadro 4.1. Valores base para la n de Manning (según Arcement y Schneider, 1989)

Material del fondo Tamaño medio del

material (mm)

Valor base de n

Canal recto y uniforme Canal liso

Concreto --- 0,012 – 0,018 0,011

Roca --- --- 0,025

Suelo firme --- 0,025 – 0,032 0,020

Arena gruesa 1-2 0,026 – 0,035 ---

Gravas finas --- --- 0,024

Gravas 2-64 0,028 – 0,035 ---

Gravas gruesas --- --- 0,026

Pequeños cantos rodados 64-256 0,030 – 0,050 ---

Cantos rodados >256 0,040 – 0,070 ---



23

Los coeficientes de ajuste n1, n2, n3, n4 y m, se obtienen de tablas que los autores ofrecen para tal fin (Cuadro 4.2).

Cuadro 4.2. Valores de ajuste para la estimación de la n de Manning (según Arcement y Schneider, 1989)

Grado de irregularidad (n1)

Grado de irregularidad Valor de ajuste n1

Liso 0,000

Menor 0,001 – 0,005

Moderada 0,006 – 0,010

Severa 0,011 – 0,020

Variación en la sección transversal del cauce (n2)

Variación en la sección transversal del cauce Valor de ajuste n2

Gradual 0,000

Alternan ocasionalmente 0,001 – 0,005

Alternan frecuentemente 0,010 – 0,015

Efecto de obstrucciones (n3)

Efecto de obstrucciones Valor de ajuste n3

Despreciable (ocupa menos del 5% del área de la sección transversal)

0,000 – 0,004

Menor (ocupa menos del 15% del área de la sección transversal)

0,005 – 0,015

Apreciable (ocupa entre el 15% y el 50% del área de la sección transversal)

0,020 – 0,030

Severo (ocupa más del 50% del área de la sección transversal)

0,040 – 0,050



24

Cantidad de vegetación (n4)

Cantidad de vegetación Valor de ajuste n4

Pequeña 0,002 – 0,010

Mediana 0,010 – 0,025

Grande 0,025 – 0,050

Muy grande 0,050 – 0,100

Grado de sinuosidad (m)

Grado de sinuosidad Valor de ajuste m

Menor (Relación entre longitud real del cauce y longitud en línea recta entre 1 y 1,2)

1

Apreciable (Relación entre longitud real del cauce y longitud en línea recta entre 1,2 y 1,5)

1,15

Severo (Relación entre longitud real del cauce y longitud en línea recta mayor a 1,5)

1,3

4.2. RESULTADOS DEL ANÁLISIS HIDRÁULICO

4.2.1. Modelo en HEC-RAS

Características geométricas e hidráulicas del modelo

Para construir el modelo de la quebrada Valente en el programa HEC-RAS se contó con el levantamiento topográfico1

1 El levantamiento topográfico del sitio del puente fue hecho empleando un sistema de referencia local de elevaciones, específico al sitio, por lo que no necesariamente está ligado a las elevaciones absolutas del sistema nacional. Por esta razón, las elevaciones a lo largo del presente Informe se denotan con “msnm*”, para distinguirlas de elevaciones absolutas.

de un tramo de 270 m, que cubre 175 m aguas arriba y 95 m aguas abajo a partir del sitio del puente. La longitud del tramo fue definida en función de las características hidráulicas del río y resultó suficiente para el modelado hidráulico. La corta extensión del tramo aguas abajo del puente responde a la cercanía del río Sixaola. A partir del levantamiento topográfico, realizado mediante una combinación de perfiles perpendiculares al cauce y el levantamiento de una nube puntos



25

en las inmediaciones del río, se elaboró un plano topográfico detallado con curvas de nivel (Fig. 4.1), y se generó una superficie tridimensional del cauce.

A partir de la superficie tridimensional digital se generaron secciones transversales espaciadas, en promedio, a cada 20 metros y con una extensión media de 10 m a cada lado del eje del río. En total, 16 secciones transversales conformaron el modelo hidráulico final de la quebrada Valente. La Fig. 4.2 muestra la planta del modelo en el programa HEC-RAS, con la ubicación de las secciones transversales.

Fig. 4.1. Vista en planta del levantamiento topográfico de la quebrada Valente



26

Fig. 4.2. Vista en planta del modelo de la quebrada Valente en HEC-RAS

Para definir las condiciones de frontera del modelo se analizaron las características prevalecientes en el cauce. Aguas arriba no existen elementos físicos específicos que definan un control hidráulico por lo que se establece una condición de flujo normal con pendiente de 3,3%, característica de la parte aguas arriba del tramo. Aguas abajo se definió como condición de frontera un nivel alto del río Sixaola. De acuerdo con el comportamiento de dicho río y la topografía local, se fijó esta elevación conservadoramente a la cota 59,50 msnm*.

En cuanto al coeficiente de rugosidad de Manning, para el cauce de la quebrada Valente se tomó un valor de n base de 0,035, correspondiente a la textura y granulometría de los materiales presentes en el cauce (Fig. 4.3). La irregularidad baja de las formas del canal, la presencia de obstrucciones y una cantidad media de vegetación en las márgenes del cauce dan como resultado un coeficiente de Manning de 0,042 en el cauce a lo largo del tramo modelado. Para las llanuras de inundación, ubicadas por encima de los bancos del cauce principal y que presentan una topografía plana y con presencia importante de vegetación, se estimó un coeficiente de 0,050. Se estima que en todo el tramo analizado las condiciones de rugosidad de las llanuras de inundación se conservan, por lo que se usó un valor general para todas las secciones transversales.

Queb Valente

290

280

260240

200

180

160140

125

100

80

60

40

20

Qu eb Va l ent e



27

Fig. 4.3. Condiciones del cauce de la quebrada Valente

Para las simulaciones, se evaluaron los caudales estimados para períodos de retorno de entre 1 y 100 años de período de retorno, de acuerdo con los resultados del capítulo anterior. Un resumen de las características del modelo se presenta en el Cuadro 4.3.



28

Cuadro 4.3. Resumen de parámetros del modelo de la quebrada Valente en HEC-RAS

Características geométricas

Número de secciones 16

Estación aguas abajo 0+020,00

Estación puente (propuesta) 0+114,97

Estación aguas arriba 0+290,00

Condiciones de frontera

Condición de frontera aguas abajo Elevación río Sixaola 59,50 msnm*

Condición de frontera aguas arriba Profundidad normal s=3,3%

Coeficientes de rugosidad (Manning)

Cauce principal 0,042

Planicies de inundación 0,05

Condiciones de caudal

Q1años 16,57 m3/s

Q5años 20,76 m3/s

Q10años 23,94 m3/s

Q25años 29,28 m3/s

Q50años 33,84 m3/s

Q100años 39,47 m3/s

Propuesta geométrica para el puente

La propuesta geométrica inicial del puente, a nivel de anteproyecto, se planteó de acuerdo con criterios estructurales, viales y constructivos, quedando en una segunda etapa la verificación hidráulica de la estructura, objeto del presente Estudio.

En el caso de la quebrada Valente, se definió el alineamiento horizontal por criterios de diseño vial, siguiendo el trazado actual de la calle, tal como se aprecia en la Fig. 4.4. La elevación y sección transversal (Fig. 4.5) se definieron inicialmente de acuerdo con las características del sitio –con particular consideración del nivel de rasante de la calle actual y los niveles del fondo y bancos del cauce. Dicha propuesta inicial incluyó un realineamiento para eliminar la curva de la calle y una elevación de la rasante de la calle en el puente y rampas de aproximación. Para incluir el puente en el



29

modelo HEC-RAS se empleó el módulo de puentes, en el cual se esquematiza la geometría propuesta (Fig. 4.6) y se definen los criterios de cálculo hidráulico.

El proceso de verificación y definición de propuesta geométrica final se llevó a cabo iterativamente, realizando simulaciones en HEC-RAS con la propuesta inicial y planteando cambios en la geometría que permitieran cumplir con los criterios usuales del Departamento de Puentes del MOPT para puentes en carreteras nacionales: particularmente que el puente cuente con una altura libre de 1,0 m entre el nivel del agua y el nivel de fondo de viga. Tras los análisis iniciales, se determinó que la luz propuesta inicialmente para el puente era adecuada pero que era necesario subir el nivel de rasante para considerar el efecto del cercano río Sixaola. Los resultados del modelado hidráulico para la propuesta final del puente se presentan en detalle en el siguiente apartado.

Un resumen de las características geométricas finales del puente se muestra en el Cuadro 4.4, las cuales describen la sección hidráulica mínima con la que debe implantarse el puente para contar con suficiente capacidad y condiciones adecuadas de flujo.

Fig. 4.4. Propuesta de geométrica (alineamiento en planta) para el puente sobre la quebrada Valente (Talamanca, Limón)



30

Fig. 4.5. Propuesta de geométrica (elevación y sección transversal) para el puente sobre la quebrada Valente (Talamanca, Limón)

Fig. 4.6. Vista en elevación de la propuesta de puente sobre la quebrada Valente en el modelo HEC-RAS

-60 -40 -20 0 20 40 6057

58

59

60

61

62RS=114.97 Upstream (Bridge)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

Ground

Bank Sta

-60 -40 -20 0 20 40 6057

58

59

60

61

62RS=114.97 Downstream (Bridge)

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)



31

Cuadro 4.4. Resumen de parámetros geométricos de la propuesta de puente sobre la quebrada Valente (Talamanca, Limón)

Parámetro geométrico Valor

Luz libre estructural 20,00 m

Luz efectiva (entre caras verticales de bastiones 20,00 m

Taludes de sección interna 1,5H:1,0V

Nivel rasante calle en el puente 61,63 msnm*

Nivel inferior de viga 60,50 msnm*

Nivel mínimo de fondo de cauce 57,00 msnm*

Altura entre fondo de cauce y fondo de viga 3,50 m

Ancho mínimo de fondo de cauce 10,4 m

4.2.2. Niveles de agua en el sitio del puente para los caudales de diseño

Las simulaciones en HEC-RAS, mediante cálculos a régimen mixto, tanto supercrítico como subcrítico, permitieron obtener las condiciones de flujo de la quebrada Valente en el tramo del puente. La Fig. 4.7 muestra el perfil de la quebrada para los caudales de 1 a 100 años de período de retorno. La Fig. 4.8 ilustra mediante una vista tridimensional los niveles de agua en la quebrada para caudales de 1 y 100 años de período de retorno. La Fig. 4.9 muestra los niveles de agua en la sección del puente para los caudales analizados. El Cuadro 4.5 resume las principales características del flujo de la quebrada Valente en las secciones inmediatamente aguas abajo y aguas arriba del sitio del puente, para el caudal de diseño de 100 años. En el Anexo se incluye el detalle de los resultados obtenidos en las simulaciones con HEC-RAS.

Resultados en perfil y secciones transversales

El perfil de la quebrada (Fig. 4.7) muestra condiciones supercríticas en todo el tramo analizado. La excepción a esta condición es en las inmediaciones del puente, donde los niveles del río Sixaola generan un gran remanso que se extiende por unos 130 m hacia aguas arriba. En el tramo no afectado por el río Sixaola, los tirantes del agua no sobrepasan 1,0 m y las velocidades del flujo superan los 5 m/s para los caudales mayores. Por el contrario, en el sector afectado por el remanso las profundidades del flujo pueden superar los 5,0 m y las velocidades se reducen a menos de 1,0 m/s.



32

La extensión de la superficie de inundación se aprecia en la Fig. 4.8. Ahí se puede observar que tanto para el caudal con período de retorno de 1 año como para el de 100 años el cauce es capaz de contener la quebrada dentro de sus márgenes, sin causar desbordamientos. Sin embargo, esta condición cambia con las crecientes del río Sixaola, las cuales crean desbordamientos generalizados en el sector de la carretera. Debido a la configuración del puente, en particular a su elevación, esta estructura no se verá sobrepasada por el agua. Aún así, parte del camino de acceso sí lo podrá llegar a estar, por lo que el paso por el puente se vería restringido durante dichas condiciones.

Los resultados en la sección del puente (Fig. 4.9) indican que la geometría propuesta para el nuevo puente permite cumplir con la premisa de diseño de altura libre de 1,0 m con respecto al nivel del agua para el caudal de 100 años de período de retorno (39,47 m3/s). En este caso el nivel de agua para dicho caudal es de 59,50 msnm*, nivel que se ubica 1,00 m por debajo del nivel de fondo de vigas propuesto (60,50 msnm*). Por lo tanto, se concluye que el criterio hidráulico no es el que rige para la implantación y geometría del puente.

Fig. 4.7. Perfil de la quebrada Valente mostrando los resultados de las simulaciones en HEC-RAS (Puente propuesto)

Caudales de 1 a 100 años de período de retorno

0 50 100 150 200 250 30054

56

58

60

62

64

66

Queb_Valente Plan: 2 18/04/2013

Main Channel Distance (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG TR100a

EG TR50a

EG TR25a

EG TR10a

EG TR5a

EG TR1a

WS TR25a

WS TR5a

WS TR50a

WS TR10a

WS TR100a

WS TR1a

Ground

LOB

ROB

Right Levee

Queb Valente Queb Valente



33

Fig. 4.8. Vista tridimensional de los niveles de inundación de la quebrada Valente mostrando los resultados de las simulaciones en HEC-RAS (Puente propuesto)

Caudal de 1 año de período de retorno

Caudal de 100 años de período de retorno

290

280

260

240 200

180

160

140

125

100

80

60

40

20


Legend

WS TR1a

Ground

Bank Sta

Ineff

Levee

290

280

260

240 200

180

160

140

125

100

80

60

40

20


Legend

WS TR100a

Ground

Bank Sta

Ineff

Levee



34

Fig. 4.9. Sección del puente existente sobre la quebrada Valente mostrando los resultados de las simulaciones en HEC-RAS (Puente propuesto)

Caudales de 1 a 100 años de período de retorno

Cuadro 4.5. Resumen de resultados del modelo de la quebrada Valente en HEC-RAS para secciones cercanas al eje propuesto para el puente (condición actual)

Q100 = 39,47 m3/s

Sección

Elevación fondo del

cauce (msnm*)

Elevación del agua (msnm*)

Elevación línea de energía

(msnm*)

Velocidad media

cauce (m/s)

Froude cauce

0+125 (a. arriba)

57,73 59,56 59,62 1,15 0,31

0+114.97 (puente)

57 59,55 59,61 1,15 0,26

0+100 (a. abajo)

56,59 59,46 59,59 1,85 0,51

-60 -40 -20 0 20 40 6057

58

59

60

61

62


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG T R100a

EG T R50a

EG T R25a

WS TR100a

EG T R10a

WS TR50a

EG T R5a

WS TR25a

EG T R1a

WS TR10a

WS TR5a

WS TR1a

0.0 m/s

0.2 m/s

0.4 m/s

0.6 m/s

0.8 m/s

1.0 m/s

Ground

Bank Sta

.05 .035 .05



35

4.2.3. Curvas de descarga de la quebrada Valente en el sitio del puente

Con los resultados del modelo en HEC-RAS fue posible generar curvas de descarga para el puente propuesto sobre la quebrada Valente. Estas curvas muestran la relación entre diferentes caudales en la quebrada y los respectivos niveles de agua y energía, por lo que pueden resultar útiles para evaluar el desempeño y el impacto del puente sobre la quebrada. Los resultados se muestran en el Cuadro 4.6 y la Fig. 4.10. Nótese que al estar controlados los niveles por el río Sixaola, las curvas de descarga permanecen invariables con el caudal.

Cuadro 4.6. Curvas de descarga estimadas para el puente sobre la quebrada Valente. Sección del puente (0+114.97)

Caudal (m3/s)

Nivel del agua propuesta de

puente(msnm*)

Nivel de energía propuesta de

puente (msnm*)

16,6 59,51 59,52

20,8 59,51 59,53

23,9 59,52 59,54

29,3 59,52 59,56

33,8 59,53 59,58

39,5 59,55 59,61

Fig. 4.10. Curvas de descarga estimadas para el puente sobre la quebrada Valente

Sección del puente (0+114.97)

56.0

57.0

58.0

59.0

60.0

0 10 20 30 40 50

Elev

ació

n de

l agu

a o

de la

líne

a de

en

ergí

a (m

snm

*)

Caudal (m3/s)

zw (msnm*)

zE (msnm*)



36

5 ESTIMACIÓN DE SOCAVACIÓN POTENCIAL

5.1. METODOLOGÍAS DE CÁLCULO DE SOCAVACIÓN EN PUENTES

La socavación puede definirse como la excavación y remoción de material del lecho y bancos de un curso de agua como resultado de la acción erosiva del agua (Hamill, 1999). En un puente, la socavación total potencial se puede subdividir en tres componentes principales (FHWA 2001, Hamill 1999, Julien 2002, García 2007, Leopold et.al., 1995, entre otros):

• Degradación o agradación de largo plazo • Socavación general en el puente (socavación por contracción) • Socavación local en pilas o bastiones

Estos tres aspectos de la socavación son aditivos, por lo que los tres componentes se deben calcular para cada puente y su suma será la socavación potencial total esperada en cada sitio. Adicionalmente a estos factores, la posibilidad de migración lateral del curso de agua debe analizarse con el fin de tener un panorama completo sobre la estabilidad del sitio donde se erigirá el puente (FHWA, 2001).

5.1.1. Socavación en materiales granulares aluviales

Cuando en el cauce de un río existen materiales aluviales que pueden ser transportados por el flujo, se pueden identificar dos condiciones en las que puede ocurrir la socavación: socavación de aguas claras y socavación de lecho vivo. Esta división se basa en la relación entre la velocidad del flujo aguas arriba de la sección aguas arriba (v) y la velocidad crítica de transporte de los sedimentos presentes en la sección (vc). Si la velocidad del flujo es mayor que la velocidad crítica para transporte (v>vc), existe un movimiento generalizado de material del lecho, condición denominada de lecho vivo. En ese caso el flujo de aproximación trae consigo un suministro continuo de sedimento hacia la zona de socavación, la cual es causada no por el movimiento del material por el fondo sino por la existencia de contracciones u obstrucciones al flujo (Hamill, 1999).

Si por el contrario la velocidad del flujo es menor que la velocidad crítica (v<vc) el material del lecho está en reposo y la condición se denomina de aguas claras. En este caso cualquier material removido por efecto de la socavación no va a ser reemplazado por material proveniente de aguas arriba, y por lo tanto se alcanzará un nivel de socavación tal que la profundidad socavada reduzca la velocidad y el proceso de erosión se detenga (Hamill, 1999). Esta condición se puede presentar en ríos con materiales gruesos con transporte por el fondo reducido, en cauces con acorazamiento y en cauces de baja pendiente (García, 2007).

Para calcular la velocidad crítica vc para el tamaño medio de partícula (d50) del material de fondo se puede utilizar la siguiente ecuación (FHWA, 2001):



37

31

5061

dyKv uc ⋅=

donde:

vc= velocidad crítica (m/s)

Ku=6,19 (unidades SI)

y=profundidad media aguas arriba de la sección de puente (m)

d50=diámetro de la partícula para vc (m)

En la Fig. 5.1 se muestra esquemáticamente la relevancia de uno u otro tipo de socavación en función de la evolución de la profundidad socavada: en condiciones de aguas claras el proceso tiende a ser más lento pero a alcanzar una profundidad mayor; en las condiciones de lecho vivo el proceso es más rápido y va a experimentar fluctuaciones importantes en el tiempo, que pueden llegar a ser mayores a las condiciones de aguas claras.

Fig. 5.1. Representación esquemática de la evolución en el tiempo de la socavación en una pila de puente, para condiciones de aguas claras y lecho vivo (según FHWA, 2001)

5.1.2. Degradación o agradación de largo plazo

El término degradación se refiere a la pérdida de material en un tramo de río, mientras que agradación se refiere al aumento del lecho de la quebrada producto de la depositación de sedimentos. Ambos procesos son fenómenos que ocurren en tramos largos de los ríos y en lapsos de tiempo relativamente extensos, por lo que no son efectos locales ni inmediatos. Pueden ser producto de procesos naturales o



38

de cambios producidos por actividades humanas en los ríos. Extracción de agua, construcción de una presa, extracción de material de los cauces de los ríos, rectificación de cauces pueden ser algunas de las causas antropogénicas de la degradación o agradación a largo plazo.

La ruptura del equilibrio entre el caudal sólido , el caudal líquido y el tamaño de partícula en un cauce causan ajustes en la pendiente longitudinal del mismo, los cuales se manifiestan en cambios en los procesos de transporte y por lo tanto en la erosión y depositación de material en el fondo de la quebrada.

En el análisis de socavación total un puente, la socavación de largo plazo producto de estos cambios en la morfología de la quebrada debe ser evaluada y considerada. Si existen actividades que afecten o puedan llegar a afectar el equilibrio longitudinal del cauce deberá determinarse su magnitud y potencial impacto para decidir si es necesario realizar estudios geomorfológicos para sumar a la socavación general y local el efecto de la degradación.

5.1.3. Socavación general (por contracción)

La socavación general es un proceso mediante el cual el cauce de la quebrada se profundiza debido a la remoción de material de fondo producto del aumento de la velocidad ante la ocurrencia de una contracción en el flujo. Estas condiciones de flujo pueden ser naturales (e.g. contracción natural, flujos secundarios debidos a una curva) o puede ser el resultado de la contracción que implica la construcción de un puente o de sus estribos de aproximación.

La socavación por contracción en sitios de puentes puede dividirse en cuatro condiciones o casos, dependiendo del tipo de contracción, y si hay flujo sobre los bancos. Para todos estos casos, la socavación por contracción puede evaluarse con dos ecuaciones básicas: socavación de lecho vivo, y socavación de aguas claras.

Para el cálculo de la socavación por contracción en condiciones de lecho vivo se recomienda el uso de la ecuación modificada de Laursen (García, 2007) que con ciertas consideraciones se puede escribir como:

1

2

1

7/6

1

2

1

2

k

WW

QQ

yy

=

02 yyys −=

donde:

ys=profundidad media de socavación (m)

y1=profundidad media aguas arriba de la sección contraída (m)

y2=profundidad media en la sección contraída, después de la socavación (m)



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y0=profundidad media en la sección contraída, antes de la socavación (m)

Q1=caudal aguas arriba en el canal principal y que transporta sedimentos (m3/s)

Q2=caudal en sección contraída (m3/s)

W1=ancho del fondo del canal principal aguas arriba (m)

W2=ancho del canal principal en la sección contraída menos ancho de las pilas (m)

k1=exponente que depende de las condiciones de arrastre de fondo y que varía entre 0,59 y 0,69

Para el cálculo de la contracción local en condiciones de aguas claras se recomienda el uso de la ecuación modificada de Laursen, Richardson y Davis (García, 2007) que se escribe como:

7/3

232

2025,0

=

Wd

Qym

0yyys −=

donde,


y0=profundidad media en la sección contraída, antes de la socavación (m)

Q=caudal en sección contraída (m3/s)

W=ancho del canal principal en la sección contraída menos ancho de las pilas (m)

dm=diámetro medio efectivo de las partículas del lecho (1,25 d50)

5.1.4. Socavación local

Socavación al pie de estribos y bastiones

La socavación local al pie de estribos y bastiones de puentes se debe a la formación de vórtices horizontales que empiezan aguas arriba, que se movilizan al pie del bastión y que forman vórtices verticales aguas abajo, generando la remoción del material del lecho.

Existen varias relaciones empíricas para determinar la socavación en bastiones (Melville y Coleman 2000, García 2007, Hamill, 1999, USACE 2010). Se detallan a continuación dos de estas ecuaciones, las cuales fueron incorporadas a los análisis de los puentes del presente estudio:



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Froehlich:

61,057,043,021 )'(27,2 FryLKKy as =

donde:


K1=factor de corrección por la forma del estribo (1,0 para estribos verticales a 0,55 para estribos en talud con flujo por encima)

K2= factor de corrección por ángulo de ataque θ (90° perpendicular al flujo) K2=(θ/90)0.13

L'= longitud del estribo proyectada normal al flujo (m)

ya= profundidad media en la planicie de inundación en la sección de aproximación (m)

Fr= número de Froude en la planicie de inundación en la sección de aproximación

Esta ecuación se recomienda para una razón L/y1 menor o igual a 25 (FHWA, 2001 y USACE, 2010), donde L es la longitud del estribo en contacto con el agua y y1 la profundidad en el pie del estribo inmediatamente aguas arriba del puente. Puede utilizarse tanto para condiciones de lecho vivo como de aguas claras. Para efectos del diseño de un puente nuevo, se recomienda adicionarle a ys el valor de ya, como factor de seguridad.

HIRE:

33,012

11 55,0

4 FrKKyys

=

donde:


y1=profundidad en el pie del estribo inmediatamente aguas arriba del puente (m)

K1=factor de corrección por la forma del estribo (1,0 para estribos verticales a 0,55 para estribos en talud con flujo por encima)

K2= factor de corrección por ángulo de ataque θ (90° perpendicular al flujo) K2=(θ/90)0.13

Fr1= número de Froude en el pie del estribo inmediatamente aguas arriba del puente

Esta ecuación se recomienda para una razón L/y1 mayor a 25 (FHWA, 2001 y USACE, 2010). Puede utilizarse tanto para condiciones de lecho vivo como de aguas claras.



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5.2. RESULTADOS DEL CÁLCULO DEL POTENCIAL HIDRÁULICO DE SOCAVACIÓN

Se analizaron las condiciones de socavación en el sitio del puente sobre la quebrada Valente, dadas las condiciones geométricas del puente y las condiciones hidráulicas del flujo para las crecientes de hasta 100 años de período de retorno, siendo estas para las cuales está siendo verificada la geometría del puente. Los cálculos de socavación se realizaron utilizando las fórmulas de materiales no cohesivos, detalladas en el apartado anterior. A continuación se comentan los resultados de este análisis, cuyo resumen se muestra en el Cuadro 5.1.

Cuadro 5.1. Resumen de resultados del análisis del potencial hidráulico de socavación en el puente sobre la quebrada Valente

Condición Caudal (m3/s)

Degradación largo plazo

Socavación general

(contracción)

Socavación total (estribo M.I.)

Socavación total (estribo M.D.)

Propuesta de puente Q100

39,47 -- -- -- --

Degradación a largo plazo y estabilidad lateral

Tras la observación del cauce, no se identificaron evidencias de procesos de degradación a lo largo de la quebrada Valente. No se observan descensos apreciables en el fondo del cauce en el sector del puente ni márgenes con procesos de erosión lateral asociados a la degradación.

Socavación general (por contracción)

En cuanto a la socavación por contracción, se analizaron la sección transversal justo bajo el puente y la sección aguas arriba para poder llevar a cabo los cálculos. En este caso, no existe estrechamiento o contracción producto del puente, por lo que no se espera socavación general.

Socavación local al pie de estribos

En ambas márgenes se colocarán bastiones, sin embargo, debido a la configuración del puente, los bastiones no estarán expuestos a la acción directa de la quebrada y no propiciarán un obstáculo al flujo. Por lo tanto, no aplican los cálculos de socavación local.



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Recomendaciones para el nivel de desplante y protección de bastiones

Las fundaciones de los bastiones del puente estarán compuestas de placas de fundación, debido a consideraciones geotécnicas. Tomando en cuenta que los bastiones estarán ubicados fuera del cauce principal del río y que la cara interna de los taludes estará protegida por una escollera, la socavación potencial no es criterio para la definición del nivel de desplante de la estructura.

Es fundamental incorporar en el diseño protecciones para evitar erosiones superficiales alrededor de los bastiones y rellenos de aproximación, para evitar puntos débiles que puedan fallar durante crecidas y que limiten la funcionalidad del puente. Se recomienda proveer a estas estructuras de protecciones superficiales mediante escolleras con taludes 1,5H:1V o más tendidos, que no alteren la sección transversal actual del cauce y que garanticen que los estribos tendrán internamente un talud con flujo por encima (“spill-through”). Esta escollera deberá contar con un empedrado superficial (rip-rap), empedrado ligado con mortero, colchonetas de gaviones, mallas articuladas de bloques de concreto, mantas livianas anti-erosión, mejoramiento con suelo-cemento u otra solución de protección superficial contra la socavación. El pie de la escollera de protección deberá tener un detallado adecuado, tal como se puede apreciar en la Fig. 5.2.

Fig. 5.2. Detalle de pie de escollera de enrocado, recomendado para el puente

http://www.google.co.cr/url?sa=i&rct=j&q=riprap+toe&source=images&cd=&cad=rja&docid=ENVOFPfGzlBmVM&tbnid=wWH9StRIScagpM:&ved=0CAUQjRw&url=http://unix.eng.ua.edu/~rpitt/Workshop/WSErorionControl/Module8/Module8.htm&ei=tf1BUcvrCeWg2AWa44H4CA&bvm=bv.43828540,d.b2I&psig=AFQjCNFx_MSSsWdTwjUBm5SmKYTNb4XAgw&ust=1363365671602779�



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6 CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES

La quebrada Valente, en el sitio donde se ubicará el puente, es un curso de agua que drena una pequeña cuenca de 1,68 km2 en el sector de Bratsi, cantón de Talamanca, provincia de Limón. Los análisis hidrológicos de la cuenca permitieron definir caudales máximos instantáneos en el sitio del puente para períodos de retorno de entre 1 y 100 años. Los valores obtenidos fluctuaron entre los 16,57 m3/s (1 año) y 39,47 m3/s (100 años). Estos caudales se obtuvieron tras la aplicación del Método Racional, empleando información i-d-f representativa de la zona.

Para estimar los niveles de la quebrada asociados a los caudales de diseño se elaboró un modelo hidráulico de la quebrada Valente en el programa HEC-RAS. Dicho modelo abarcó un tramo de 270 m en el cual se definieron un total de 16 secciones transversales y donde además se estimaron las condiciones de rugosidad y de control hidráulico.

Como propuesta para la geometría del puente, y considerando los criterios usuales del Departamento de Puentes del MOPT, se definió una luz de 20,0 m (separación efectiva de bastiones) y un nivel de fondo de viga debe a la cota 60,50 msnm*. Se realizaron simulaciones en HEC-RAS para la geometría del nuevo puente, cuyos resultados indican que la propuesta permite pasar la creciente de 100 años de período de retorno (39,47 m3/s) con una altura libre de 1,00 m entre el nivel del agua y el nivel de fondo de viga.

No se estimó potencial de socavación en el puente debido a que la estructura no causa un estrechamiento del flujo. Tomando en cuenta que los bastiones estarán ubicados fuera del cauce principal del río y que la cara interna de los taludes estará protegida por una escollera, la socavación potencial no es criterio para la definición del nivel de desplante de la estructura.

Aparte de las consideraciones anteriores para la socavación, es fundamental incorporar en el diseño protecciones para evitar erosiones superficiales alrededor de los bastiones y rellenos de aproximación, para evitar puntos débiles que puedan fallar durante crecidas y que limiten la funcionalidad del puente. Se recomienda proveer a estas estructuras de protecciones superficiales mediante escolleras con taludes 1,5H:1V o más tendidos, que no alteren la sección transversal actual del cauce y que garanticen que los estribos tendrán internamente un talud con flujo por encima (“spill-through”). Esta escollera deberá contar con un empedrado superficial (rip-rap), empedrado ligado con mortero, colchonetas de gaviones, mallas articuladas de bloques de concreto, mantas livianas anti-erosión, mejoramiento con suelo-cemento u otra solución de protección superficial contra la socavación. El pie de la escollera de protección deberá tener un detallado adecuado.

Se debe recalcar que los análisis hidrológicos e hidráulicos presentados en este Estudio consideraron solamente la respuesta de la quebrada ante eventos meteorológicos extremos que se pueden llegar a dar en la cuenca con una recurrencia de hasta 100 años. La ocurrencia de otro tipo de fenómenos en la cuenca, como deslizamientos, aludes o rompimientos de represamientos no fue considerada



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explícitamente para la estimación de caudales de diseño, niveles de inundación o niveles potenciales de socavación.



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7 REFERENCIAS

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Instituto Meteorológico Nacional (IMN), www.imn.ac.cr

Instituto Tecnológico de Costa Rica (ITCR), Atlas Digital de Costa Rica 2008



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ANEXOS

1) Resultados del modelo HEC-RAS

Informe Hidrológico-Hidráulico Final

Documents

Transcript of Informe Hidrológico-Hidráulico Final