Modelado Fisico y Matematico de La Presa Santa Maria Preliminar

ESTUDIO EN MODELO FÍSICO DEL VERTEDOR DE LA

PRESA DE ALMACENAMIENTO SANTA MARIA, MPIO.

DE EL ROSARIO, EN EL ESTADO DE SINALOA

Convenio SGIH-IMTA-14-001-RF-CC

CLAVE IMTA: HC-1445.3

INFORME FINAL

Coordinación de Hidráulica Subcoordinación de Obras y Equipos Hidráulicos

Jefe del Proyecto:

M.I. Xóchitl Peñaloza Rueda

Participantes: Dra. María Joselina Espinoza Ayala

M.I. Cecia Millán Barrera M.I. José Alfredo González Verdugo Dr. Víctor Hugo Alcocer Yamanaka

Supervisión: Ing. Oscar R. Plaisant W.

Ing. Jorge A. Morales Saldívar

Noviembre de 2014.


PRESA DE ALMACENAMIENTO SANTA MARIA,

MPIO. DE EL ROSARIO, EN EL ESTADO DE SINALOA

CONTENIDO INTRODUCCIÓN ......................................................................................................................... 1

1. RECOPILACIÓN DE INFORMACIÓN ................................................................................... 2

1.1 TOPOGRAFÍA ............................................................................................................... 4

1.2 HIDROLOGÍA ................................................................................................................ 8

1.3 GEOLOGÍA .................................................................................................................... 8

1.4 GEOFÍSICA ................................................................................................................. 11

1.5 REGISTRO DE LOS SONDEOS PROFUNDOS .......................................................... 14

1.6 PLANOS DE TRES ALTERNATIVAS PARA LAS OBRAS DE EXCEDENCIAS ........ 19

2. TRABAJOS DE CAMPO COMPLEMENTARIOS ............................................................... 25

2.1 TOPOGRAFÍA ............................................................................................................. 25

2.1.1 LEVANTAMIENTO TOPOGRÁFICO .................................................................... 26

2.1.2 TRAZO DE LA POLIGONAL DE APOYO ............................................................ 27

2.1.3 SECCIONES TRANSVERSALES ......................................................................... 28

2.1.4 PLANOS DEL LEVANTAMIENTO TOPOGRÁFICO ............................................ 31

2.2 GEOFÍSICA ................................................................................................................. 34

2.2.1 PERFILES GEOLÓGICOS Y TENDIDOS DE REFRACCIÓN SÍSMICA ............... 35

2.2.2 SONDEOS DE REFRACCIÓN SÍSMICA EN LA ZONA DE DESCARGA DE LOS

VERTEDORES DE LA PRESA SANTA MARÍA ................................................................. 37

2.2.3 MUESTREO DE LOS MATERIALES DEPOSITADOS EN EL CAUCE DEL RÍO

BALUARTE Y CARACTERIZACIÓN GEOTÉCNICA ......................................................... 40

3. REVISIÓN DEL FUNCIONAMIENTO HIDRÁULICO DE LAS OBRAS DE EXCEDENCIA . 44

3.1 REVISIÓN DEL TRÁNSITO DE LA AVENIDA ............................................................ 44

3.2 MODELACIÓN EN 3D ................................................................................................. 58

4. DISEÑO Y CONFIGURACIÓN DEL MODELO FÍSICO (FONDO FIJO Y FONDO MÓVIL) 90

4.1 SELECCIÓN DE LA ESCALA DEL MODELO ............................................................. 90

4.2 DISEÑO DEL CANAL Y VERTEDOR DE AFORO ...................................................... 94

4.3 ESTIMACIÓN DEL TIRANTE EN EL CAUCE DEL RÍO BALUARTE .......................... 98

4.4 CONFIGURACION DEL MODELO (PLANOS) .......................................................... 100

4.5 ADECUACIÓN DEL MODELO FÍSICO EN EL LABORATORIO ............................... 102

5. RESULTADOS EXPERIMENTALES ................................................................................ 131




5.1 CALIBRACIÓN DEL VERTEDOR DE AFORO .......................................................... 131

5.2 EVALUACIÓN DEL FUNCIONAMIENTO HIDRÁULICO DE LOS VERTEDORES.... 134

5.2.1 VELOCIDADES EN LOS CANALES DE LLAMADA .......................................... 134

5.2.2 CALIBRACIÓN DE LOS VERTEDORES DE LA PRESA ................................... 137

5.2.3 OBTENCIÓN DEL COEFICIENTE DE DESCARGA ........................................... 140

5.2.4 VELOCIDADES EN LOS CANALES DE DESCARGA ....................................... 141

5.2.5 OBSERVACIONES AL FUNCIONAMIENTO DE LOS VERTEDORES .............. 146

5.3 MODIFICACIONES A LA GEOMETRÍA .................................................................... 154

5.3.1 EVALUACIÓN DE LA PROPUESTA MODIFICADA .......................................... 167

6. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES .................................................................... 172

REFERENCIAS........................................................................................................................ 173

ANEXOS .................................................................................................................................. 174

PLANO GENERAL DEL MODELO .......................................................................................... 174

PLANO DE LA OBRA DE EXCEDENCIA EN PROTOTIPO .................................................... 174

PLANO DE TOPOGRAFÍA DEL CAUCE................................................................................. 174




1

INTRODUCCIÓN La presa de Santa María, sobre el río Baluarte en el estado de Sinaloa, forma parte del proyecto integral Baluarte-Presidio, que incluye también la presa de Picachos sobre el río Presidio, y está destinada al almacenamiento de los recursos hídricos necesarios para la puesta en riego de una superficie se alrededor de 24,250 ha dentro de los municipios de Rosario y Escuinapa. La presa deberá servir también para la generación de energía hidroeléctrica, control de avenidas, abastecimiento de agua para uso urbano y mantenimiento de los caudales ecológicos. La cortina es de enrocamiento con cara o pantalla de concreto (E.C.C.) de alrededor de 120 m de altura sobre el cauce y 152 m sobre cimientos (desplante), con el nivel de la corona a la cota 200. Las principales características de la presa se presentan en la tabla siguiente:

Tabla 1 Principales características de la presa.

Capacidad Total (NAME) 980 Mm3

Elevación del NAME NAME=196.5 msnm

Capacidad de Conservación NAMO 811 Mm3

Elevación NAMO NAMO=188.5 msnm

Capacidad Útil 722.8 Mm3

capacidad al NAMINO 88.2 Mm3

capacidad de azolves 60 Mm3

Longitud de la Cortina (por la corona) 784 m

En el proyecto de la obra de excedencias de la presa Santa María se analizarán dos alternativas de solución, basadas principalmente en descargar el gasto de diseño completamente con un solo vertedor o dividirlo en dos partes con dos vertedores, descargando cada uno un porcentaje del gasto total. Dada la magnitud e importancia de la obra, así como la incertidumbre al diseñar con métodos matemáticos y empíricos obras de esta naturaleza, es necesario analizar el funcionamiento hidráulico de las obras de excedencia, así como los efectos de socavación y erosión en la zona de descarga, mediante un modelo físico experimental. El objetivo principal del estudio en modelo físico es determinar el funcionamiento hidráulico de la obra de excedencias, optimizarlo y detectar los posibles problemas de cavitación, erosión y socavación. El modelo físico será sin distorsión, y se planeará de acuerdo a los resultados de la revisión hidráulica, con las correcciones y adecuaciones que surjan de la misma. La modelación se plantea en dos etapas, la primera únicamente servirá para mejorar la geometría propuesta en el Proyecto Ejecutivo, para la etapa posterior, el modelo será de fondo móvil y no distorsionado con el objeto de disponer los parámetros cualitativos del proceso erosivo asociado a la operación de la obra de excedencias.




2

1. RECOPILACIÓN DE INFORMACIÓN Se recopiló información de estudios básicos realizados sobre el cauce del río Baluarte, Sinaloa, en la zona de desplante de la presa Santa María y en la zona donde se desplantarán las obras de excedencias, así como el proyecto ejecutivo de la presa Santa María. En la Figura 1 se muestra el área que abarcan los estudios mencionados.

Figura 1. Área del proyecto de la presa Santa María.

La información fue proporcionada principalmente por la Comisión Nacional del Agua, CONAGUA, tanto en la Subdirección de Infraestructura Hidroagrícola como en el Distrito de Riego 111 Río Presidio, así mismo, se dispuso de cartografía del INEGI. La mayor parte de la información recopilada fue proporcionada por la Subdirección de Infraestructura Hidroagrícola de la Comisión Nacional del Agua, la cual consiste principalmente en lo siguiente:

Informe de “Estudios Básicos Complementarios y Proyecto Ejecutivo de la presa de almacenamiento Santa María, sobre el río Baluarte, municipio de el Rosario, estado de Sinaloa”.

Informe final del “Estudio de factibilidad técnica, económica, ambiental y social del proyecto Baluarte-Presidio, presa Santa María, estado de Sinaloa”.




3

Memoria de análisis para revisar la estabilidad del macizo rocoso en los tajos propuestos para la excavación del canal de desfogue del vertedor de demasías en la presa Santa María, en el río Baluarte, Sinaloa.

Tres versiones del proyecto ejecutivo de las obras de excedencias. Se revisó y analizó la información recabada con la finalidad de seleccionar la información que será útil en el estudio, en modelo físico, del funcionamiento hidráulico de las obras de excedencia y detección de problemas de socavación y erosión en la zona de descarga de los vertedores. La información que será de utilidad consiste principalmente en la topografía, geotecnia e hidrología, así como los planos del proyecto ejecutivo en los que se obtendrá principalmente el dimensionamiento de las obras. Las conclusiones obtenidas de la revisión se utilizarán como base para realizar los estudios complementarios. En la Figura 2 se presenta una imagen tomada de Google Earth® de la zona de desplante de la presa, en la que se han montado los ejes propuestos tanto de la cortina y sus ataguías como los vertedores propuestos, que definen el área en estudio.

Figura 2. Ejes de las principales estructuras que conforman la presa Santa María.




4

1.1 TOPOGRAFÍA Dentro de los estudios básicos se tiene el levantamiento estudio topográfico, el cual consistió en levantar 250 hectáreas que conforman las diferentes estructuras de la presa. A continuación se muestra un resumen de los trabajos realizados. Debido a que no se encontraron referencias topográficas cercanas, se realizó el traslado de banco de nivel de INEGI desde el Municipio de El Rosario, Sinaloa, hasta la localidad de Copales, y de allí se trazó una poligonal de ligue Copales- Sta. María, con lo que se tuvo una referencia horizontal y vertical totalmente respaldada por las fichas publicadas por INEGI., del traslado de coordenadas y banco de nivel a la zona del embalse, finalmente se ubicó un punto de apoyo en el tanque de agua de la comunidad de Santa María. Una vez teniendo las coordenadas geodésicas y banco de nivel ligados a la red geodésica del INEGI, se procedió a la ubicación y colocación de 4 bancos de nivel. Se utilizó un equipo GPS de precisión TRIMBLE R8 doble frecuencia GNSS. Se posicionó el equipo GPS, en el banco de nivel georreferenciado situado en el tanque de agua potable de la comunidad de Santa María, y se trasladó dicho banco de nivel dejando una monumentación como establecen los Términos de Referencia. Los bancos de nivel se distribuyeron de la siguiente manera: uno en cada extremo del eje de la cortina y uno en cada vertedor dejando una monumentación en cada uno de ellos. Las coordenadas de los bancos de nivel se presentan en la Tabla 2:

Tabla 2. Coordenadas UTM de bancos de nivel en las estructuras de la Presa Santa María.

Numero Coordenadas UTM

Ubicación X Y Z

1 430419.105 2555515.970 237.014 MD de la cortina

2 430634.726 2554693.121 199.437 MI de la cortina

3 430747.762 2554722.199 200.570 Vertedor 1

4 431204.321 2554392.024 191.093 Vertedor 2

Teniendo los bancos de nivel en la zona del embalse ya ligados a la red geodésica del INEGI, y teniendo el punto de inicio, se procedió a realizar el levantamiento topográfico del terreno natural, comprendiendo las 250 hectáreas que conforman las estructuras de la presa (cortina, plinto, vertedor, ataguía aguas abajo y aguas arriba, zona de túneles). Ya terminado el levantamiento a detalle del terreno natural de la zona de la cortina, se realizó el trazo del eje de la cortina de acuerdo con la información obtenida de la CONAGUA acerca de las coordenadas de la mojonera (banco de nivel) existente en el eje con el cadenamiento 0+000 y el cadenamiento 0+785. Finalmente, se procedió a la localización y ubicación de los sondeos de la campaña geotécnica (sondeos directos y prospección geofísica), y se realizó la delimitación y trazo de los bancos de materiales que se utilizarán para la construcción de la presa y estructuras complementarias. En la Figura 3 se muestra una imagen de Google Earth ®, en donde se sobrepusieron las curvas de nivel del área estudiada y los bancos de nivel establecidos.




5

Figura 3. Extensión del estudio topográfico y ubicación de bancos de nivel.

Esta información, aunque es basta en cuanto a la presa y sus estructuras principales, no abarca la superficie que comprenderá el modelo físico, por lo que es necesario complementar la configuración topográfica, tanto en la parte del cauce como en el vaso, lo cual se verá más adelante. El Distrito de Riego 111 Río Presidio proporcionó planos topográficos de la zona del año 1982, los cuales fueron digitalizados, ver Figura 4 y Figura 5. Esta topografía es útil para la planeación del levantamiento topográfico complementario del levantamiento topográfico reciente de la zona; para contar con una comparativa con la configuración topográfica actual, para realizar un análisis del comportamiento y morfología del cauce; para la realización de una simulación previa del funcionamiento hidráulico del cauce con el fin de obtener el orden de los tirantes que se presentan con el gasto de diseño de los vertedores.




6

Figura 4. Plano topográfico del rio Baluarte, 1982.

Dadas las condiciones de los planos fue necesario escalarlo y calcar las curvas de nivel en AutoCad.

Figura 5. Curvas de nivel digitalizada.

Dentro del cuerpo de los informes se encontraron las curvas elevaciones-áreas-capacidades, las cuales son necesarias para revisar el tránsito de la avenida por el vaso.




7

Figura 6. Vaso de la presa

Figura 7. Curvas Elevaciones – Áreas – Capacidades.

70

90

110

130

150

170

190

210

230

- 150

300

450

600

750

900

1,0

50

1,2

00

1,3

50

1,5

00

1,6

50

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 2200 2400 2600 2800 3000

Ele

vacio

nes (

m)

Volumen (hm3)

Área (ha)

AREA - CAPACIDADES




8

1.2 HIDROLOGÍA Se dispone de los hidrogramas de las avenidas para diferentes periodos de retorno. Las obras de excedencia se están diseñando para un periodo de retorno de 10,000 años, aunque también se revisará el funcionamiento hidráulico para periodos de retorno menores.

Figura 8. Gráficas de los hidrogramas de entrada para diferentes periodos de retorno.

1.3 GEOLOGÍA

La información referente a la geología de la zona se revisó con la finalidad de detectar aquella que pueda ser útil para el análisis que se realizará para conocer el efecto de las descargas de los vertedores tanto en la cañada en la que inciden primeramente, como en el cauce del río Baluarte en la zona donde descarga dicha cañada y detectar los posibles problemas de erosión y socavación. La información revisada se refiere a los estudios geológicos y geofísicos así como a los sondeos profundos realizados para caracterizar geológicamente la zona. La información proporcionada se orienta a establecer el marco geológico general en la zona del estudio, situado en la zona suroriental del estado de Sinaloa, en la Sierra Madre Occidental que se caracteriza principalmente por la presencia de distintas series volcánicas así como por diferentes cuerpos ígneos intrusivos de edad terciaria. En la Figura 9 se presenta una columna estratigráfica regional y un detalle de la geología de la zona de proyecto.

0

2,000

4,000

6,000

8,000

10,000

12,000

14,000

16,000

18,000

0 20 40 60 80 100 120 140

Gasto

(m

3/s

)

Tiempo (h)

Tr=2 años Tr=5 años Tr =10 años Tr=20 añosTr=50 años Tr=100 años Tr=200 años Tr=500 añosTr=1000 años Tr=2000 años Tr=5000 años Tr=10000 años




9

De acuerdo con la información analizada, la boquilla de la presa "Santa María", es un estrechamiento topográfico asimétrico, con laderas de pendientes irregulares, siendo la margen derecha algo más abrupta que la izquierda.

Figura 9. Columna estratigráfica regional.

Geológicamente la boquilla se encuentra sobre un sustrato constituido por rocas extrusivas andesíticas e intrusivas del tipo pórfido diorítico. Sobre este macizo rocoso se disponen diferentes formaciones superficiales. Sobre el cauce, se menciona la existencia de un estrato aluvial (Qa) del cuaternario, correspondiente a los acarreos actuales del río Baluarte, que se presentan actualmente en forma de barras sobre el cauce, ver Figura 10.




10

Figura 10. Sedimentos aluviales sobre el cauce del río Baluarte.

Estos acarreos están constituidos esencialmente por gravas y boleos (algunos de gran tamaño, casi bloques) heterométricos, poligénicos y redondeados por la acción del transporte fluvial con algo de matriz areno-limosa. En los remansos también se aprecian algunos horizontes de limos, depositados por decantación en zonas de menor energía de transporte. El conjunto presenta cierta compacidad y presenta espesores máximos del orden de 35 m según los datos de estudios realizados en años anteriores. Cercano a las márgenes en la zona de la boquilla se ubican depósitos antiguos de origen aluvial, asociados al curso fluvial del río Baluarte, que aparecen escalonados a cotas superiores a las del cauce actual. En la zona de estudio están constituidas principalmente por arenas limosas, situándose en torno a 2-3 m sobre el cauce. En la margen derecha, a la altura del plinto, también aparece una zona en que las terrazas están formadas por boleos y gravas redondeadas fundamentalmente. En la cañada en la que descargan ambos vertedores propuestos, se localiza un estrato denominado coluvio-aluvial (Qca), que son sedimentos detríticos en los que se conjuga tanto la acción de la gravedad como el transporte por acción hidráulica en arroyos intermitentes. Estos depósitos suelen ocupar cañadas cuya topografía se presenta con cauces poco definidos y próximos a laderas con cierta pendiente. Los materiales constituyentes de esta unidad son muy heterogéneos y su litología depende en gran medida de la naturaleza del área fuente y del predominio de alguno de los procesos mencionados anteriormente. Principalmente están constituidos por arenas con cierto contenido en arcilla y gravas subangulosas. La zona con mayor representación se localiza próxima a la salida de los túneles de desvío y el canal de descarga, hacia el oeste del área de estudio. A la salida de las torrenteras, en forma de abanico, se ubican materiales que han sido depositados en régimen turbulento, habiendo sufrido poco transporte. Están formados por gravas, arenas y




11

arcillas y se suelen estar diseminándose a la llegada hacia el río Baluarte al perder el cauce por el que discurrían. En la zona de interés se localizan también grandes superficies cubiertas con suelos residuales, que son suelos formados por la alteración completa de la roca, que ha perdido cualquier signo de su estructura original, pero que no ha sufrido ningún tipo de transporte (se trata de suelos formados in situ). Su composición varía en función del área fuente pero en este caso los tipos litológicos corresponden exclusivamente a arcillas y arenas rojizas con cantos de andesita y/o pórfido diorítico, ver Figura 11. Los espesores son variables, pero de la revisión de la información se estima que pueden tener un máximo de 5 m.

Figura 11. Detalle de suelo residual, con pequeño recubrimiento coluvial por encima.

De la revisión de la información geológica disponible se concluye que sólo existe información descriptiva de los materiales que forman la zona en estudio, sin embargo no se precisan las áreas cubiertas por dichos materiales, ni los espesores de los estratos que los conforman, ni las propiedades físicas de los sedimentos, que son datos indispensables para el análisis de erosión y socavación. 1.4 GEOFÍSICA La información proporcionada se refiere a la realización de sondeos indirectos mediante la técnica denominada refracción sísmica, en la cual a partir de la medición de las velocidades con las que se transmiten las ondas sísmicas en el subsuelo, se configura la estratigrafía de los materiales existentes. La ubicación de los tendidos geofísicos se muestra en la Figura 12.




12

Figura 12. Ubicación de perfiles sísmicos en la zona de desplante de la presa Santa María y obras

complementarias.

De acuerdo con la información revisada se realizaron 22 tendidos en la zona de desplante de la presa Santa María y 3 tendidos en el banco de roca hallado. En la zona de la boquilla, en la margen izquierda del rio Baluarte, se ubicaron los tendidos en las líneas denominadas Perfil Sísmico PS-1, PS-2 y PS-15, mientras que en la margen derecha se ubicaron el PS-3, PS-4 y PS-16. Sobre el cauce del río Baluarte, se proyectó originalmente el PS-5; sin embargo, como el afluente era muy caudaloso, las operaciones eran muy complicadas, por lo que se decidió cambiar el tendido transversal al río por dos líneas paralelas, ubicadas en los playones del rio, denominando la de margen izquierda como PS-5A y la de la derecha como PS-5B. En la Figura 13 se muestra la ubicación de dichos sondeos.




13

Figura 13. Ubicación de los sondeos sísmicos en la zona de desplante de la cortina.

Los tendidos denominados PS-5A y PS-5B son los que mayor información proporcionan sobre el espesor de los materiales depositados sobre el cauce. En la Figura 14 se muestran los resultados obtenidos de ambos tendidos.

Boquilla de la presa

Santa María




14

Figura 14. Resultados de los sondeos sísmicos en la zona del cauce.

De acuerdo con los perfiles de los sondeos sísmicos, el material depositado sobre el cauce (aluviones), a los que le corresponden las velocidades de propagación más bajas (entre 250 y 365 m/s), tiene un espesor que va de 2 a 5 m, bajo el cual se detectaron unidades más duras con velocidades de propagación superiores a 2000 m/s y que corresponden a la roca basal. Estos resultados, sin embargo, no corresponden a los espesores que se esperan en el centro del cauce, donde los procesos de erosión generados por el flujo del río han generado que la roca basal se profundice y se tengan mayores espesores de material arrastrado por el río, que según la información proporcionada pueden ser del orden de los 35 m. En la zona de los vertedores se tendieron las líneas denominadas PS-7, PS-17, PS-18, PS-19, PS-20, PS-21 y PS-22. Tal como se aprecia en la figura 14. En la zona de descarga de los vertedores no se ubicó ningún sondeo, por lo que no es posible conocer las características del material existente en la cañada. 1.5 REGISTRO DE LOS SONDEOS PROFUNDOS De acuerdo con la información revisada, la campaña geológica-geotécnica contempló la perforación de 1900 m en sus diferentes estructuras, distribuidos en 35 sondeos distribuidos sobre el cauce (denominados SC), el plinto (denominados SP), los túneles (denominados ST), en la zona de vertedores (denominados SV y SD) y en la ataguía (denominados SA), ubicados tal como se muestra en la Figura 15 (puntos azules).




15

Figura 15. Ubicación de los sondeos profundos en la zona de desplante de la presa Santa María y

obras complementarias. El objetivo principal de la campaña de sondeos fue aportar la información necesaria para la caracterización geológica de los materiales afectados por la Presa de almacenamiento Santa María y, con ello, proporcionar una base a todos aquellos estudios y cálculos que se llevaron a cabo durante la realización del proyecto ejecutivo en los que intervinieron las características geológicas-geotécnicas de los materiales, tales como:

Litología de los materiales afectados.

Disposición estructural de los materiales.

Comportamiento hidrogeológico de los materiales.

Aprovechamiento de los materiales extraídos.

Agresividad del suelo al acero y/o concreto.

Parámetros geotécnicos de los materiales explorados para análisis de cimentaciones, anclajes, etc.




16

Del análisis de la información proporcionada se encontró que sobre el cauce se realizaron los sondeos profundos SC-1, SC-3, SC-3’, SP-1, SP-3, SA-1 y SA-2. En Figura 16 se muestran la ubicación de los sondeos profundos sobre el cauce (recuadros verdes).

Figura 16. Ubicación de los sondeos profundos sobre el cauce del río Baluarte.

De los registros de los sondeos fue posible establecer las profundidades del aluvión mismas que se muestran en la Tabla 3.

Tabla 3. Profundidad del aluvión sobre el cauce del río Baluarte.

Sondeo Espesor del aluvión

(m)

SA-1 30.0

SA-2 8.90

SC-1 31.0

(fin de sondeo)

SC-3 33.0




17

Sondeo Espesor del aluvión

(m)

SC-3’ 24.0

(fin de sondeo)

SP-1 27.5

SP-3 15.0

Con la información anteriormente mencionada es posible inferir un modelo del cauce en la zona aguas abajo del eje de la cortina, en la zona en que la cañada que recibe las descargas de los dos vertedores, entrega al cauce del río Baluarte, que pueda utilizarse en los estudios de hidráulica fluvial sobre el efecto de dichas descargas. Sobre la cañada en la zona de la descarga de los vertedores también se ubicaron los sondeos profundos SV-3 y SD-7 sobre el vertedor número 1 (adjunto a la cortina) y SD-1 y SV-4 sobre el vertedor número 2. En las Figura 17 y Figura 18 se muestra la ubicación de dichos sondeos (recuadros verdes).

Figura 17. Ubicación de los sondeos profundos en la descarga del vertedor 1.




18

Figura 18. Ubicación de los sondeos profundos en la descarga del vertedor 2.

De los registros de los sondeos fue posible establecer las profundidades de los materiales sueltos sobre el enrocamiento mismas que se muestran en las Tabla 4 y Tabla 5.

Tabla 4. Profundidad de materiales sueltos en la descarga del vertedor 1.

Sondeo Material suelto Profundidad

(m)

SV-3 Depósitos coluviales 15.2

SD-7 Suelo residual 2.8

Tabla 5. Profundidad de materiales sueltos en la descarga del vertedor 2.

Sondeo Material suelto Profundidad

(m)

SV-4 Depósitos coluviales 5.0

SD-1 Suelo residual 4.3

Esta información es posible correlacionarla con los resultados del estudio geofísico propuesto en la zona de la descarga de ambos vertedores, de modo que sea posible establecer el modelo geológico-geotécnico de toda la cañada, que se utilizará en los análisis de erosión y socavación por dichas descargas.




19

1.6 PLANOS DE TRES ALTERNATIVAS PARA LAS OBRAS DE EXCEDENCIAS De las dos alternativas propuestas, una con un solo vertedor y otra con dos vertedores, de esta última se analizaron dos versiones, la primera con el canal de descarga más largo del vertedor 1. Por lo tanto, se a continuación se describen como tres versiones:

Primera versión: Consta de dos vertedores, uno con una longitud de 205 m y otro de 140 m.

Segunda versión: Vertedor único con una longitud de 352 m.

Tercera versión: Similar a la primera versión, con la diferencia de que, para el vertedor con mayor longitud de cresta, el canal de descarga es más corto.

La primera versión Consta de dos vertedores, uno con una longitud de 205 m y otro de 140 m.

Figura 19. Vertedores, primer versión.




20

Figura 20. Vertedor 1, primera versión.

Figura 21. Vertedor 2, versión 1.

Segunda versión Consta de un solo vertedor de cresta libre del tipo denominado “vertedor de abanico”, esta estructura fue planteada en la margen izquierda del rio Baluarte, denominado vertedor único. El vertedor propuesto consta de un cimacio tipo Creager, un patio de descarga, un canal de descarga y una estructura deflectora al final del canal denominada Salto de Ski. El diseño hidráulico arrojo la geometría de esta estructura, siendo las características principales las siguientes:




21

Tabla 6. Características generales del vertedor único de la presa Santa María.

Característica Vetedor único

Tipo Abanico (Mexicano)

Cresta Creager

Longitud 352 m

Carga H 8 m

Gasto descarga 9,926 m3/s

Pendiente salida 0.110

Pendiente rampa 0.512

Pendiente rápida 0.0629

Ancho de canal de descarga 98.56 m

Longitud del canal de descarga

703 m

Altura máxima de muros de encauce.

Losa apoyada en talud 0.5:1, altura máxima 22.50 m

Cubeta deflectora Salto de ski

Dentellón de cubeta 6.2 m

Altura de la cresta (NAMO) 188.5 msnm

Atura de la cubeta deflectora 118.99 msnm

Figura 22. Vertedor único, segunda versión.




22

Figura 23. Vertedor único, versión 2.

Tercera versión La alternativa 2 consta de dos vertedores de cresta libre del tipo denominado “vertedor de abanico”, estas estructuras fueron planteadas en la margen izquierda del rio Baluarte, denominando vertedor 1 al que se localiza cerca de la cortina y vertedor 2 al que está más alejado de la misma.

Figura 24. Vertedores, tercera versión.

El vertedor número 2, localizado más lejos de la cortina, se propone ubicarlo cerca de un puerto natural, que en parte queda cerrado con la estructura del vertedor, sin embargo queda un espacio de aproximadamente 80 metros que es en donde se requiere el muro para el cierre topográfico.




23

El diseño hidráulico arrojo la geometría de estas estructuras, siendo las características principales las siguientes:

Tabla 7. Características generales de los vertedores de la presa Santa María.

Característica Vertedor principal (1) Vertedor secundario (2)

Tipo Abanico (Mexicano) Abanico (Mexicano)

Cresta Creager Creager

Longitud 205 m 140 m

Carga H 8 m 8 m

Gasto descarga 9,926 m3/s 6,779 m3/s

Pendiente salida 0.060 0.060

Ancho de canal de descarga 87 m 59 m

Longitud del canal de descarga

445 m 420 m

Altura máxima de muros de encauce.



Cubeta deflectora Salto de ski Salto de ski

Dentellón de cubeta 8 m 8 m

Altura de la cresta (NAMO) 188.5 msnm 188.5 msnm

Atura de la cubeta deflectora 139.78 msnm 156.06 msnm





24





25

2. TRABAJOS DE CAMPO COMPLEMENTARIOS 2.1 TOPOGRAFÍA La topográfica de la zona con la que se contó inicialmente no abarca en su totalidad la superficie que comprenderá el modelo, tanto en un parte del vaso con en el cauce aguas abajo de la cortina hasta la zona de la confluencia de la cañada en la que descargan los vertedores, cuyo detalle topográfico es necesario para la configuración del modelo físico, específicamente para el análisis de la erosión y socavación. Por lo tanto, es necesario realizar los trabajos de campo y gabinete respectivos para obtener la configuración topográfica del cauce aguas abajo de la presa Santa María, tal como se muestra en la Figura 27. En la parte del vaso la topográfica se complementará con modelos digitales de elevaciones LIDAR.

Figura 27. Topografía levantada en la zona de las estructuras y polígono del modelo.

LIDAR

LEVANTAMIENTO

TOPOGRAFICO




26

Figura 28. Modelo digital de elevaciones LIDAR.

2.1.1 LEVANTAMIENTO TOPOGRÁFICO Se realizó un levantamiento topográfico del cauce del río Baluarte, en un tramo aproximado de 2.8 km, comprendido desde la cortina de la presa Santa María hacia aguas abajo. El procedimiento para el levantamiento de cauce, se apoyó en una poligonal abierta, corrida por la margen izquierda, de forma paralela al eje del río Baluarte y fuera del alcance del nivel del agua máxima observada, misma que fue empleada como eje de trazo para las secciones. La configuración se obtuvo mediante secciones transversales, las cuales fueron dibujadas, así como la planta y el perfil del fondo y las márgenes. Para los trabajos topográficos de la Presa Santa María se partió de los bancos de nivel V1 y V2 los cuales cuentan con coordenadas UTM, con los que se propagó el control que sirvió para dar coordenadas a las secciones de apoyo en el sistema topográfico.




27

Figura 29. Tramo del cauce del rio Baluarte en el que se realizará el levantamiento topográfico.

2.1.2 TRAZO DE LA POLIGONAL DE APOYO

Se establecieron dos puntos de control geodésico, levantados con GPS de dos bandas (L1, L2), por el método estático con tiempos de recepción mínimo de 60 minutos, del cual uno se utilizó como banco de nivel base. Estos puntos se ubicaron en un lugar estratégico para su pronta localización y protegidas de cualquier labor para garantizar su permanencia y monumentación. Estos puntos se corroboraron con vértices y bancos de nivel de levantamiento topográfico previo. La poligonal de apoyo se realizó con el método de deflexiones, quedando debidamente ligada a los puntos de control geodésico, utilizando estación total y/o GPS de uso topográfico, comprobando su punto de partida y final. Se establecieron 11 puntos de Iiga a distancias variables debido a las condiciones del terreno y la crecida del rio. Los datos de trazo se registraron en el plano y en libreta de campo con el objeto de cotejar la exactitud de levantamiento y obtener las coordenadas. Se abrieron algunas brechas para la línea de trazo de la poligonal de apoyo, mediante el corte superficial de la vegetación y el retiro de obstáculos, en monte liviano con el uso de herramienta manual, dejando al descubierto el suelo, sin cortar la vegetación de raíz y sin eliminar ningún árbol, solo se podaron arbustos. Las brechas fueron de un ancho aproximado de 1.00 metro, a fin de que se permita la visibilidad con los aparatos, así como el acceso del personal que intervino en los trabajos. Se aprovecharon las brechas y veredas, así como caminos de acceso existentes en las márgenes del rio.




28

Figura 30. Trazo de poligonal (color amarillo) por la margen izquierda del rio baluarte.

En la Figura 30 se muestra de manera ilustrativa el dibujo del trazo de la poligonal de apoyo en amarillo, con cadenamientos y secciones levantadas, así como el trazo del cauce y el polígono que indica el tramo a levantar. El detalle se puede consultar en el plano T-1 que se incluye como anexo de este informe. 2.1.3 SECCIONES TRANSVERSALES

Para el levantamiento de las secciones transversales, debido a lo caudaloso del rio Baluarte y a la temporada de lluvia, se levantó una poligonal por la margen izquierda de dicho río para que a partir de ésta se trazaran secciones transversales por el método tradicional anotando y registrando valores en la libreta de campo y posteriormente en la zona de detalle (confluencia de la barranca




29

donde descargarán los vertedores con el rio Baluarte 1+590-1+890) se realizó un levantamiento topográfico por radiación de puntos donde se grabó todo en la estación total. En una primera etapa se levantaron 38 secciones transversales al eje del cauce, entendiendo por secciones transversales los perfiles del terreno natural normales a dicho eje, del cadenamiento 0+000 al 2+200. En el tramo comprendido entre los cadenamientos 0+000 a 1+100 m, las secciones se levantaron a cada 100 m; entre 1+100 m a 1+250 m a cada 50 m; entre 1+250 a 1+600 m a cada 20 m; entre 1+600 a 1+800 m a cada 50 m; y entre 1+800 a 2+800 m a cada 100 m. En una segunda etapa se levantaron 6 secciones más, del cadenamiento 2+200 al 2+800, a cada 100 m cada una. En una tercera etapa se detalló una zona comprendida entre el cadenamiento 1+590 al 1+890, correspondiente a la barranca donde descargaran los vertedores al rio Baluarte. Este levantamiento topográfico se efectuó por el método de radiaciones para configuración de zona de detalle, levantándose más de 680 puntos de las cuales se pueden obtener secciones por triangulación. En la Figura 31 se muestran las secciones levantadas sobre el cauce y la zona de detalle. Para ejecutar los trabajos, se utilizó una estación total y GPS de uso topográfico como apoyo, equipado con el sistema RTK (Real Time Kinematic), haciendo las lecturas con aproximación de 1 milímetro. El ancho de las secciones abarco el polígono señalado en la Figura 31, motivo por el cual se realizó la apertura de brechas (picaduras) para secciones transversales, mediante el corte superficial de la vegetación y el retiro de obstáculos, en monte según las condiciones del terreno, con el uso de herramienta manual, dejando al descubierto el suelo, sin cortar la vegetación de raíz y sin eliminar ningún árbol, solo se podaron arbustos, a fin de que se permita la visibilidad con los aparatos, así como el acceso del personal que intervenga en los trabajos. En la Figura 32 se muestran fotografías del levantamiento topográfico.




30

Figura 31. Secciones Transversales y Puntos Levantados sobre el cauce.




31

Figura 32. Levantamiento de Secciones en el Río Baluarte.

2.1.4 PLANOS DEL LEVANTAMIENTO TOPOGRÁFICO 2.1.4. 1 SECCIONES TRANSVERSALES Las secciones se dibujaron de margen izquierda a margen derecha, en el sentido del flujo abarcando el ancho del cauce y las riberas levantadas en campo, hasta un desnivel del cauce hacia las márgenes de cuando menos 20 m. Estas están referidas al sistema UTM. Cada sección se identificó con su cadenamiento correspondiente en la Planta Topográfica; el eje del cauce coincide con la abscisa en el origen de la cuadricula que contiene la sección y se indica también el eje de la poligonal de apoyo o auxiliar que sirvió como referencia a la Planta Topográfica y su margen izquierda y margen derecha. En la Figura 33 se muestra un ejemplo del trazo de una sección transversal y su detalle. Los planos que contienen la totalidad de las secciones levantadas, se incluyen en un anexo.

Figura 33. Sección Transversal Tipo Realizada (Estación 1+900.00) y detalle de la misma.

2.1.4.2 PLANTA TOPOGRÁFICA

En la Figura 34 se presenta el esquema del plano del levantamiento en planta referenciado con coordenadas UTM, reticulados al sistema coordenado, y en la Figura 35 figura 2.5.2B el que contiene curvas de nivel equidistantes a cada 0.20 m, con las secciones transversales obtenidas con su eje y su kilometraje. Estos planos se incluyen en un anexo. En dichos planos se indica también el trazo de la poligonal de apoyo con cadenamientos y su cuadro de construcción, con los puntos monumentados con su número asignado y su elevación. Se localizan también, los puntos GPS y las referencias o bancos de nivel.




32

Asimismo, se marca el eje de la corriente, señalando el sentido del flujo, así como las secciones transversales al flujo de la corriente, en línea recta y con la longitud con que se levantaron en campo.

Figura 34. Planta de Plano topográfico con secciones transversales realizadas .




33

Figura 35. Planta de Plano topográfico con curvas de nivel a cada 0.20m.

2.1.1.5 Perfiles longitudinales

Se dibujó el perfil longitudinal del fondo del cauce a (escala horizontal 1:2,000 y vertical 1:100). El perfil longitudinal del fondo del río, Figura 36 muestra los hombros izquierdo y derecho, y las líneas de los perfiles se diferencian con diferentes tipos de línea y color.




34

Figura 36. Perfil longitudinal del cauce del rio.

2.2 GEOFÍSICA Con base en la revisión de la información disponible, se propuso complementar los trabajos de campo con la realización de cuatro tendidos de refracción sísmica en la zona de descarga de los vertedores propuestos para la presa Santa María (líneas verdes), con la finalidad de determinar el espesor de los materiales existentes, tales como depósitos aluviales, rellenos, roca intemperizada y roca sana. Con estos estudios se busca definir el modelo geológico-geotécnico para los estudios de hidráulica fluvial, considerando el desfogue de las obras de excedencias.

Figura 37. Ubicación de los trazos propuestos del estudio geofísico.

Zona de descarga de los vertedores 2+800.00




35

Además, se propuso tomar muestras representativas del material depositados sobre el cauce del río Baluarte en cinco secciones seleccionadas, ubicadas en una longitud de aproximadamente 2 km desde el eje propuesto de la cortina hacia aguas abajo. Las muestras se tomaron en las márgenes y al centro del cauce, en el eje de las secciones seleccionadas y fueron enviadas al laboratorio para la obtención de las propiedades físicas que se utilizarán en los estudios de hidráulica fluvial. 2.2.1 PERFILES GEOLÓGICOS Y TENDIDOS DE REFRACCIÓN SÍSMICA Correlacionando la información topográfica con los registros de los sondeos profundos fue posible obtener varios perfiles del terreno para determinar de manera continua los materiales existentes en el subsuelo en la zona del estudio. En la Figura 38 se muestran en planta las líneas seleccionadas para la obtención de dichos perfiles:

Figura 38. Ubicación en planta de las líneas para los perfiles geológicos.

Los perfiles A, B, C y D se ubican transversales al río Baluarte y los perfiles 1 y 2 son aproximadamente longitudinales a los dos vertedores propuestos. En la Figura 39 se muestran los perfiles geológicos transversales al río Baluarte y en la Figura 40 los perfiles en la zona de los vertedores y la simbología para la correcta interpretación.




36

Figura 39. Perfiles geológicos transversales al río Baluarte.




37

Figura 40. Perfiles geológicos longitudinales a los vertedores propuestos.

2.2.2 SONDEOS DE REFRACCIÓN SÍSMICA EN LA ZONA DE DESCARGA DE LOS VERTEDORES DE LA PRESA SANTA MARÍA

Se realizaron estudios geofísicos mediante la técnica Multi Analysis Spectral Wave (MASW) y los Tendidos de Refracción Sísmica, para determinar velocidad de transmisión de las ondas sísmicas P y S y caracterizar estratigráficamente el terreno de cimentación, lo que permitirá estimar la resistencia de los materiales a ser removidos ante una eventual descarga de los vertedores. El conocimiento de la velocidad de transmisión de las ondas sísmicas permite aplicar modelos que pueden ser correlacionados con las diferentes capas geológicas o estructuras que lo conforman.




38

Para su aplicación se realizaron cuatro tendidos sísmicos sobre el terreno en la zona de interés. En la Figura 41, se muestra el área de estudio y la ubicación de las secciones geofísicas.

Figura 41. Ubicación de las secciones geosísmicas.

En las Figura 42 y Figura 43 se muestran los perfiles geosísmicos de ondas S y en la Figura 44 muestra el perfil característico continuo de ondas P.

Figura 42. Perfil sismo estratigráfico de ondas S,P1G1-P1G24.




39

Figura 43 Perfil característico de ondas P, P1-G1-P1G24.

Figura 44. Perfil sismo estratigráfico de ondas S, P2 G1-P2G24.

Correlacionando la información obtenida de los tendidos geosísmicos con la topografía de la zona y los sondeos directos realizados, se determinó el perfil estratigráfico en toda la cañada en la que descargan los vertedores propuestos en el proyecto de la presa Santa María, mismo que se muestra en la Figura 45. El perfil está formado por tres unidades sismo estratigráficas, la más superficial denominada U1, corresponde a material suelto que ha sido depositado por el proceso de las escorrentías, con un espesor variable que no supera los 3 m. Las unidades U2 y U3, están constituidas por roca, la denominada U2 con condiciones de alteración y fracturamiento menos favorables y con un espesor variable que alcanza los 18 m en la zona de descarga del vertedor 1, mientras que la U3 está constituida por la roca sana. En la Tabla 8 se presentan las principales características de las unidades sismo estratigráficas definidas en el modelo.




40

Tabla 8. Unidades sismo estratigráficas.

UNIDAD Espesor promedio

(m)

Velocidad de ondas P

(m/s)

Velocidad de ondas S

(m/s)

Peso volumétrico

(Ton/m3)

Relación de Poisson

Módulo de corte G (kg/cm

2)

Módulo de Young E (kg/cm

2)

U1 1 a 3 <900 <600 1.48 0.21 4310 10419

U2 4 a 18 1600 a 2800 915 a 1400 1.95 0.32 33593 88330

U3 > 50 >2900 >1500 2.80 0.32 108532 290622

Figura 45. Perfil estratigráfico de la cañada sobre la que descargan los vertedores.

El perfil estratigráfico que se muestra en la Figura 45, es el que se recomienda utilizar para fines del modelo hidráulico de fondo móvil, considerando que las unidades U1 y U2, son las unidades que tienen mayor probabilidad de ser removidas ante una eventual descarga de los vertedores. 2.2.3 MUESTREO DE LOS MATERIALES DEPOSITADOS EN EL CAUCE DEL RÍO

BALUARTE Y CARACTERIZACIÓN GEOTÉCNICA Con la finalidad de determinar las características de los materiales depositados en el cauce del rio Baluarte en la zona de descarga de los desfogues de las obras de excedencia, se realizó una campaña de muestreo consistente en la toma de muestras en seis secciones cuyas ubicaciones se definieron, de modo que se cubriera las zonas de mayor interés para el estudio de hidráulica fluvial. Las ubicaciones de las secciones y las muestras tomadas se presentan en la Figura 46 y en la tabla 5.




41

Figura 46. Ubicación de los puntos de muestreo sobre el río Baluarte.

La caracterización granulométrica consiste en realizar la separación de las distintas fracciones que forman la muestra de sedimento, utilizando para tal fin una serie de mallas normalizadas, cada una con una abertura definida. La caracterización se realizó de acuerdo con lo indicado en la norma ASTM D422. Standard Test Method for Particle-Size Analysis of Soils. La caracterización generó como resultado una curva granulométrica que muestra en las abscisas el tamaño de la abertura de la malla correspondiente y en el eje de las ordenadas el porcentaje en peso que pasa dicha abertura. En esa gráfica es posible determinar los diámetros representativos que se utilizan en los estudios de hidráulica fluvial para definir el comportamiento del sedimento analizado. En la Figura 47 se presenta la gráfica granulométrica de la muestra P2 C, en donde se marcan los diámetros representativos D10, D30 y D60. En la Tabla 9 se presenta un resumen con los diámetros representativos D10, D30 y D60, coeficientes de uniformidad (Cu) y curvatura (Cc) y clasificación según el Sistema Unificado de Clasificación de Suelos (SUCS) de cada una de las muestras tomadas del cauce del río Baluarte.




42

Figura 47. Curva granulométrica de la muestra P2 C.

Tabla 9 Diámetros representativos en cm, y coeficientes de uniformidad y curvatura de las muestras

tomadas del cauce del río Baluarte.

MUESTRA D10 D30 D60 Cu Cc SUCS

P1 MI 0.54 1.55 7.20 13.33 0.62 SP

P1 C 0.64 4.20 27.50 42.97 1.00 GW

P1 MD 0.07 0.12 0.20 2.86 1.03 SM

P2 MI 0.43 1.25 13.50 31.40 0.27 GP

P2 C 0.36 4.20 18.00 50.00 2.72 GW

P2 MD 0.75 4.30 28.00 37.33 0.88 GP

P3 MI 0.75 2.50 13.00 17.33 0.64 GP

P3 C 0.48 1.20 7.50 15.63 0.40 SP




43

MUESTRA D10 D30 D60 Cu Cc SUCS

P3 MD 0.23 1.05 15.50 67.39 0.31 GP

P4 MI - - 0.07 - - ML

P4 C 0.50 1.55 16.50 33.00 0.29 GP

P4 MD 0.46 1.00 9.20 20.00 0.24 GP

P5 MI 0.07 0.15 0.26 3.71 1.24 SP-SM

P5 C 0.52 3.50 14.50 27.88 1.62 GW

P5 MD 0.36 1.40 33.00 91.67 0.16 GP

P6 MI 0.31 2.80 20.00 64.52 1.26 GW

P6 C 0.39 1.60 14.50 37.18 0.45 GP

P6 MD 0.49 1.05 4.80 9.80 0.47 SP




44

3. REVISIÓN DEL FUNCIONAMIENTO HIDRÁULICO DE LAS OBRAS DE EXCEDENCIA

3.1 REVISIÓN DEL TRÁNSITO DE LA AVENIDA Se realizó el tránsito por la presa de la avenida de diseño correspondiente a un periodo de retorno de 10,000 años, con el fin de corroborar los gastos de diseño de las obras de excedencia. Dado que, por la profundidad del canal de llamada, la velocidad de llegada es importante, se consideró en el tránsito de la avenida la carga de velocidad de llegada. Además se consideró la variación del coeficiente de descarga para diferentes gastos y cargas sobre el vertedor que se presentan durante el tránsito. El tránsito de avenidas se resuelve con la ecuación de continuidad o almacenamiento, en la que la diferencia del gasto de entrada y de salida es igual al volumen almacenado en un paso de tiempo.

I − O =dV

dt

Ec. 1

Donde I es el gasto de entrada al vaso, O el gasto de salida y dV

dt la variación del volumen

almacenado en el tiempo, todas en m3/s. O bien, en diferencias finitas:

Ii + Ii+1

2−

Oi + Oi+1

2=

Vi+1 − Vi

∆t Ec. 2

Por lo tanto, los volúmenes se obtienen de la curva elevaciones-capacidades del vaso de la presa

y los gastos de entrada 𝐼 para cada instante se obtienen del hidrograma de entrada a la presa.

Figura 48. Curva Elevaciones-Capacidades.

E = 9.14837E-18V3 - 4.29013E-11V2 + 1.02439E-04V + 1.28816E+02

160

170

180

190

200

210

220

230

0 500,000 1,000,000 1,500,000 2,000,000

Ele

vació

n (

ms

nm

)

Volumen (Mm3)




45

Figura 49. Hidrograma de entrada, Tr = 10,000 años.

Los gastos de salida 𝑂 o de descarga sobre un vertedor 𝑄 está dado por la fórmula.

𝑄 = 𝐶 𝐿 𝐻𝑒3/2 Ec. 3

Donde 𝐶 es el coeficiente de descarga variable, 𝐿 la longitud efectiva del vertedor y 𝐻𝑒 la carga total sobre la cresta del vertedor.

Para la carga de diseño, 𝐶 = 𝐶𝑜 y 𝐻𝑒 = 𝐻𝑜 Cuando la carga de velocidad de llegada es considerable, esta debe incluirse en la carga sobre el vertedor.

𝐻𝑒 = ℎ𝑜 + ℎ𝑎 Ec. 4 o bien

𝐻𝑒 = 𝐸 − 𝑁𝐴𝑀𝑂 + ℎ𝑎 Ec. 5 donde ℎ𝑜 es la altura de la cresta del vertedor a la superficie libre del agua, ℎ𝑎 la carga de

velocidad de llegada y 𝐸 la elevación de la superficie libre del agua en el vaso, Figura 50. La carga de velocidad se calcula como:

ℎ𝑎 =𝑞2

2𝑔(𝑃 + ℎ𝑜)2 Ec. 6

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

18000

20000

0 25 50 75 100 125 150

Gasto

(m

3/s

)

Tiempo (h)




46

Donde 𝑔 es la aceleración de la gravedad, 𝑃 la profundidad del canal de llamada y q el gasto

unitario (𝑞 = 𝑄/𝐿).

Figura 50 Carga sobre cresta de cimacio sin control.

Para la revisión teórica, los coeficientes de descarga se obtuvieron de las gráficas obtenidas a base de experimentación presentadas en el libro de Desing of Small Dams por la USBR. Con la Figura 51 se obtiene el coeficiente de descarga de diseño para cimacios de pared vertical, que es el caso que nos ocupa, y con la Figura 52 se obtienen el factor de ajuste para determinar los coeficientes para cargas diferentes a la carga de diseño. Cabe aclarar que la Figura 51 es para vertedores rectos, sin embargo, ya que no se cuenta con recomendaciones para determinar el coeficiente de descarga en vertedores de abanico, se optó por utilizar esta gráfica, pues de acuerdo con los coeficientes obtenidos en varios vertedores de abanico, estos son del mismo orden de magnitud aunque un poco inferiores.

Figura 51. Coeficiente de descarga para crestas de cimacio de pared vertical, USBR.




47

Figura 52. Factor de ajuste del coeficiente de descarga para cargas diferentes a la de diseño, USBR.

Análisis de sensibilidad de ha y C

Se realizó un análisis de sensibilidad del tránsito de la avenida con diferentes combinaciones, considerando o no la carga de velocidad de llegada y/o la variación del coeficiente de descarga, así como el coeficiente de descarga de diseño 𝐶𝑜 obtenido de la Figura 51 o introducido manualmente. En la Tabla 10 se muestran dichas combinaciones.

Tabla 10. Escenarios considerados en el tránsito de la avenida.

Escenario Co Automático

(gráfica 4) Co Manual

Carga de velocidad

Variación del Coef. de descarga

C=2

C calculado

C=2, carga vel

C=2, carga vel, corrección C

C calculado, carga de vel.

C calculado, carga vel, corrección C

En la Figura 53 se presentan los resultados obtenidos, de los cuales se observa lo siguiente.

Comparando los resultados con un Co = 2, introducido manualmente, y un Co = 2.11, obtenido de la Figura 51, se tiene que para la primer opción el NAME resulta mayor.

Considerando la carga de velocidad resulta un NAME menor y un gasto pico de salida mayor.

Considerando, además de la carga de velocidad, la variación del coeficiente de descarga, el NAME y el gasto pico de salida aumentan con respecto a los resultados del punto anterior, aunque de manera poco significativa.

Por lo tanto, el hecho de considerar la carga de velocidad y variación del coeficiente de descarga implica que para las mismas dimensiones de los vertedores se tendría un bordo libre en la presa mayor pero un gasto de descarga mayor. Por lo que respecta al coeficiente de descarga para la carga de diseño, para este caso se recomienda utilizar un coeficiente igual a Co=2 para tener un




48

margen de seguridad, ya que con este el nivel máximo del agua resulta mayor que el Co calculado con la gráfica de la USBR. Resultados con los vertedores de diseño de la CONAGUA De acuerdo con el análisis de sensibilidad el tránsito de la avenida de diseño se realizará considerando la carga de velocidad de llegada, un coeficiente de descarga de diseño igual a C=2 y variación de este coeficiente para cargas diferentes a la de diseño. Los datos para las condiciones del proyecto de la CONAGUA son las siguientes: Longitud del vertedor 1 = 205 m Longitud del vertedor 2 = 140 m

Figura 53. Resultados (gastos – elevaciones) de los diferentes escenarios.

188

189

190

191

192

193

194

195

196

197

0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000

Ele

vaci

ón

msn

m

Gasto m3/s

C = 2 C autom

C = 2, carga vel C = 2, carga vel, correcc

C autom, carga vel c autom, carg vel, correcc




49

Elevación de la cresta de ambos vertedores = 188.5 msnm Profundidad del canal de llamada de ambos vertedores = 5.00 m Intervalo de tiempo = 2 h Elevación inicial del agua = 188.5 msnm En la Figura 54 se presenta el hidrograma de entrada de diseño y los hidrogramas de salida obtenidos, tanto de cada vertedor como la suma de estos, y en la Tabla 11 se presentan los resultados tabulados. Se observa que la atenuación del hidrograma no es considerable, bajando el gasto pico un 3.68%.

Figura 54. Hidrogramas de entrada y salida.

Tabla 11. Resultados del tránsito de la avenida.

T I V C He ha Q1 Q2 QT E

0 289 809885325 0.000 0.880 0.000 0.000 0.000 0.000 188.500

2 289 811901769 1.582 0.102 0.000 10.622 7.254 17.877 188.602

4 289 813746842 1.590 0.196 0.000 28.286 19.317 47.603 188.696

6 289 815365276 1.597 0.278 0.000 48.031 32.801 80.832 188.778

8 289 816745894 1.602 0.348 0.000 67.539 46.124 113.663 188.848

10 289 817899252 1.607 0.407 0.000 85.541 58.419 143.960 188.907

12 289 818847284 1.611 0.455 0.000 101.429 69.269 170.698 188.955

14 289 819616744 1.614 0.494 0.001 115.016 78.547 193.563 188.994

16 289 820235293 1.617 0.526 0.001 126.338 86.280 212.617 189.025

18 289 820729131 1.619 0.551 0.001 135.600 92.605 228.206 189.050

20 1241 824165513 1.632 0.724 0.002 206.333 140.911 347.244 189.223

22 2193 832704132 1.664 1.157 0.006 424.806 290.111 714.917 189.652

24 3146 844434845 1.705 1.753 0.018 811.415 554.137 1365.551 190.236

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

18000

0 20 40 60 80 100 120 140

Gas

to (

m3 /

s)

Tiempo (h)

Hidrograma de entrada Hidrograma de salida Vertedor 1

Hidrograma de salida total Hidrograma de salida Vertedor 2




50



26 7253 866253003 1.773 2.870 0.062 1766.476 1206.374 2972.849 191.307

28 11361 899700856 1.859 4.611 0.195 3773.236 2576.844 6350.080 192.916

30 15468 934126173 1.933 6.448 0.420 6486.516 4429.816 10916.332 194.528

32 16538 957383532 1.977 7.721 0.627 8692.767 5936.524 14629.291 195.594

34 17609 968151774 1.996 8.321 0.739 9820.113 6706.418 16526.531 196.082

36 16538 970525539 2.000 8.454 0.765 10078.329 6882.761 16961.089 196.189

38 15468 966359354 1.993 8.220 0.719 9627.385 6574.799 16202.184 196.001

40 15075 962271894 1.985 7.992 0.676 9196.016 6280.206 15476.222 195.816

42 14682 959625848 1.981 7.846 0.649 8922.427 6093.364 15015.791 195.696

44 12016 952172608 1.967 7.433 0.576 8171.807 5580.746 13752.554 195.357

46 9351 938120129 1.940 6.665 0.452 6843.977 4673.936 11517.913 194.713

48 6685 921549009 1.907 5.771 0.327 5419.829 3701.347 9121.176 193.944

50 5506 906713791 1.875 4.981 0.233 4272.745 2917.972 7190.718 193.248

52 4063 894542182 1.847 4.339 0.169 3422.184 2337.101 5759.285 192.670

54 2621 881944115 1.815 3.681 0.114 2628.859 1795.319 4424.178 192.067

56 2272 871331759 1.787 3.132 0.077 2030.212 1386.486 3416.698 191.555

58 1922 864082169 1.766 2.758 0.056 1658.466 1132.611 2791.077 191.202

60 1573 858242845 1.749 2.458 0.042 1382.091 943.867 2325.958 190.916

62 1529 853843689 1.736 2.233 0.033 1187.235 810.795 1998.030 190.700

64 1485 851024635 1.727 2.089 0.028 1068.995 730.045 1799.041 190.562

66 1441 849082135 1.720 1.990 0.025 990.265 676.278 1666.543 190.466

68 1398 847647391 1.716 1.917 0.022 933.491 637.506 1570.997 190.395

70 1354 846510092 1.712 1.859 0.021 889.474 607.445 1496.919 190.338

72 1310 845544848 1.709 1.810 0.019 852.802 582.402 1435.204 190.291

74 1288 844745308 1.706 1.769 0.018 822.906 561.985 1384.890 190.251

76 1266 844110439 1.704 1.737 0.017 799.477 545.985 1345.462 190.219

78 1245 843580023 1.702 1.710 0.016 780.115 532.761 1312.876 190.193

80 1223 843114180 1.701 1.686 0.016 763.268 521.256 1284.525 190.170

82 1201 842685191 1.699 1.664 0.015 747.887 510.752 1258.639 190.149

84 1179 842278608 1.698 1.644 0.015 733.425 500.876 1234.301 190.129

86 1158 841888297 1.697 1.624 0.014 719.650 491.468 1211.118 190.109

88 1136 841507461 1.695 1.604 0.014 706.311 482.359 1188.669 190.091

90 1114 841128795 1.694 1.585 0.013 693.147 473.369 1166.516 190.072

92 1092 840750545 1.693 1.566 0.013 680.097 464.457 1144.554 190.053

94 1070 840371568 1.691 1.547 0.013 667.122 455.596 1122.718 190.034

96 1049 839994104 1.690 1.528 0.012 654.297 446.837 1101.133 190.016

98 1027 839617145 1.689 1.509 0.012 641.488 438.089 1079.577 189.997

100 1005 839237020 1.687 1.489 0.011 628.674 429.338 1058.013 189.978




51



102 983 838853768 1.686 1.470 0.011 615.859 420.587 1036.446 189.959

104 961 838467384 1.685 1.450 0.011 603.046 411.836 1014.883 189.939

106 940 838080843 1.683 1.430 0.010 590.335 403.155 993.490 189.920

108 918 837693109 1.682 1.411 0.010 577.692 394.521 972.214 189.901

110 896 837300467 1.681 1.391 0.010 565.000 385.854 950.854 189.881

112 874 836903398 1.679 1.370 0.009 552.278 377.165 929.443 189.861

114 852 836502184 1.678 1.350 0.009 539.539 368.466 908.005 189.841

116 831 836099999 1.676 1.330 0.008 526.887 359.825 886.713 189.821

118 809 835695954 1.675 1.309 0.008 514.296 351.226 865.522 189.801

120 787 835286386 1.674 1.288 0.008 501.654 342.593 844.247 189.781

… … … … … … … … … …

Comparando los resultados del tránsito de la avenida con los datos de la CONAGUA, se tiene que la elevación máxima alcanzada es menor que el NAME que determinó la CONAGUA, y los gastos picos de ambos vertedores resultaron mayores, como se muestra en la Tabla 12.

Tabla 12. Comparación de los resultados con los de la CONAGUA.

Variable IMTA CONAGUA Diferencia

NAME (msnm) 196.19 196.5 -0.31

Q Vertedor 1 (m3/s) 10,078.33 9,926 152.33

Q Vertedor 2 (m3/s) 6,882.76 6,779 103.76

Q Total (m3/s) 16,961.09 16,705 256.09

Análisis de sobre elevación del vertedor 2

Se analizó la opción de sobre elevar el vertedor 2, con el fin de que este solo entre en operación a partir de cierto gasto, o dicho de otra manera, que el vertedor 1 trabaje únicamente para avenidas con ciertos periodos de retorno, menores al de diseño. Para esto se realizó el tránsito de la avenida para las siguientes alternativas:

1. Manteniendo las dimensiones y elevación de la cresta del vertedor principal (1), sobre elevando la cresta del vertedor secundario (2) y manteniendo el nivel de la plantilla del canal del llamada. Para cada elevación de la cresta del vertedor 2 se ajustó su longitud con el fin de llegar al NAME = 196.5 msnm.

2. Igual que la anterior pero con forme se eleva la cresta del vertedor secundario también se eleva la plantilla del canal de llamada, manteniendo P2 = 5 m.

3. Para varias elevaciones de la cresta del vertedor 2, manteniendo P = 5 m, y variando las longitudes de ambos vertedores de manera proporcional para alcanzar el NAME = 196.5 m.

Para las alternativas descritas, se realizó el tránsito de la avenida considerando la carga de velocidad de llegada, un coeficiente de descarga de diseño igual a C=2 y variación de este coeficiente para cargas diferentes a la de diseño.




52

Resultados de la primer alternativa

Tabla 13. Resultados Primer alternativa.

Suma longitudes

Q1 Long. Vert

2 Elev

Vert 2 Dif. Elev

P2 Q2 QT NAME

345 10078.06 140 188.5 0.0 5 6882.58 16960.63 196.189

322.5 10759.68 117.5 188.5 0.0 5 6167.14 16926.82 196.500

325 10771.64 120 188.6 0.1 5.1 6157.70 16929.34 196.506

331 10771.37 126 188.8 0.3 5.3 6164.38 16935.76 196.505

337.5 10767.29 132.5 189.0 0.5 5.5 6175.16 16942.46 196.504

344.5 10761.05 139.5 189.2 0.7 5.7 6188.27 16949.32 196.501

351.5 10766.63 146.5 189.4 0.9 5.9 6188.99 16955.63 196.503

359.5 10759.66 154.5 189.6 1.1 6.1 6203.00 16962.65 196.500

367.5 10765.64 162.5 189.8 1.3 6.3 6203.45 16969.09 196.503

375.5 10762.77 170.5 190.0 1.5 6.5 6213.23 16976.00 196.502

386 10763.75 181 190.2 1.7 6.7 6219.02 16982.77 196.502

396 10769.34 191 190.4 1.9 6.9 6219.99 16989.33 196.505

407.5 10763.09 202.5 190.6 2.1 7.1 6233.35 16996.45 196.502

419.5 10764.94 214.5 190.8 2.3 7.3 6238.22 17003.16 196.503

433 10760.33 228 191.0 2.5 7.5 6249.81 17010.14 196.501

En las gráficas siguientes se observa que conforme aumenta la elevación del vertedor dos también aumenta el gasto de salida total. Así mismo, conforme aumenta la elevación del vertedor 2 tiene que aumentar su longitud.

Figura 55. Gráfica elevaciones-capacidades, primera alternativa.

16920

16930

16940

16950

16960

16970

16980

16990

17000

17010

17020

188.0 188.5 189.0 189.5 190.0 190.5 191.0 191.5

Gasto

to

tal m

3/s

Elevación vertedor 2 msnm




53

Figura 56. Gráfica elevaciones-capacidades, primera alternativa.

Resultados de la segunda alternativa

Tabla 14. Resultados Segunda alternativa.

Suma longitudes Q1

Long. Vert 2

Elev Vert 2

Dif. Elev P2 Q2 QT NAME

345.00 10078.06 140 188.5 0.0 5 6882.58 16960.63 196.19

322.50 10759.68 117.5 188.5 0.0 5 6167.14 16926.82 196.50

325.00 10760.85 120 188.6 0.1 5 6169.62 16930.47 196.50

330.35 10760.26 125.35 188.8 0.3 5 6177.62 16937.88 196.50

336.00 10761.76 131 189.0 0.5 5 6183.37 16945.13 196.50

342.00 10764.64 137 189.2 0.7 5 6187.59 16952.23 196.50

348.50 10765.91 143.5 189.4 0.9 5 6193.46 16959.37 196.50

355.50 10766.92 150.5 189.6 1.1 5 6199.57 16966.49 196.50

363.00 10768.90 158 189.8 1.3 5 6204.63 16973.53 196.50

371.50 10762.26 166.5 190.0 1.5 5 6218.68 16980.94 196.50

380.50 10759.95 175.5 190.2 1.7 5 6228.14 16988.09 196.50

390.00 10762.75 185 190.4 1.9 5 6232.19 16994.94 196.50

400.50 10762.51 195.5 190.6 2.1 5 6239.33 17001.84 196.50

412.00 10761.53 207 190.8 2.3 5 6247.16 17008.68 196.50

424.00 10769.48 219 191.0 2.5 5 6245.57 17015.05 196.50

En las gráficas siguientes se observa que conforme aumenta la elevación del vertedor dos también aumenta el gasto de salida total. Así mismo, conforme aumenta la elevación del vertedor 2 tiene que aumentar su longitud.

90

110

130

150

170

190

210

230

250

188.0 188.5 189.0 189.5 190.0 190.5 191.0 191.5

Lo

ng

itu

d v

ert

ed

or

2 m





54

Figura 57. Gráfica elevaciones-gastos, segunda alternativa.

Figura 58. Gráfica elevaciones-longitudes, segunda alternativa.

La diferencia de las alternativas 1 y 2 es que en la segunda alternativa la longitud en el vertedor 2 resulta menor para cada elevación de la cresta. Si el vertedor 2 se sobre eleva 1.70 m, con la cresta en la elevación 190.2 msnm, se podría verter únicamente con el vertedor 1 para avenidas menores de 2 años o gastos menores a 929 m3/s. Para este caso, sumando las longitudes de ambos vertedores resulta 380.5 m, lo que representa 35.50 m más con respecto a las dimensiones originales.

16920

16930

16940

16950

16960

16970

16980

16990

17000

17010

17020

188.0 188.5 189.0 189.5 190.0 190.5 191.0 191.5

Gasto

to

tal m

3/s


90

110

130

150

170

190

210

230

188.0 188.5 189.0 189.5 190.0 190.5 191.0 191.5

Lon

gitu

d v

ert

ed

or

2 m





55

Resultados de la tercer alternativa

Tabla 15. Resultados Tercera alternativa.

Suma long. vertedores

Long. Vert 1

Q1 Long. Vert 2

Elev Vert 2

Dif. Elev P2 Q2 QT NAME

345.00 205.00 10078.06 140 188.5 0.0 5 6882.58 16960.63 196.19

322.50 205.00 10759.68 117.5 188.5 0.0 5 6167.14 16926.82 196.50

322.30 191.5 10057.15 130.8 188.5 0.0 5 6869.32 16926.48 196.50

325.14 193.20 10144.85 131.94 188.6 0.1 5 6785.80 16930.64 196.50

330.70 196.50 10320.38 134.2 188.8 0.3 5 6617.94 16938.31 196.50

336.59 200.00 10498.91 136.59 189.0 0.5 5 6446.98 16945.89 196.50

342.48 203.50 10679.76 138.98 189.2 0.7 5 6273.10 16952.85 196.50

348.37 207.00 10862.83 141.37 189.4 0.9 5 6096.44 16959.27 196.50

354.26 210.50 11048.05 143.76 189.6 1.1 5 5917.17 16965.21 196.50

360.15 214.00 11235.29 146.15 189.8 1.3 5 5735.43 16970.72 196.50

366.04 217.50 11424.42 148.54 190.0 1.5 5 5551.38 16975.80 196.50

371.93 221.00 11615.31 150.93 190.2 1.7 5 5365.19 16980.50 196.51

378.66 225.00 11810.54 153.66 190.4 1.9 5 5175.16 16985.70 196.50

385.39 229.00 12007.56 156.39 190.6 2.1 5 4982.89 16990.45 196.50

391.28 232.50 12203.21 158.78 190.8 2.3 5 4790.85 16994.06 196.50

397.68 236.30 12401.81 161.38 191.0 2.5 5 4596.02 16997.84 196.50

403.90 240.0 12601.13 163.9 191.2 2.7 5 4400.02 17001.15 196.50

En esta alternativa se observa que para conservar una longitud de 345, sumando las longitudes de ambos vertedores, se podría sobre elevar el vertedor 2 hasta 0.80 m, con lo cual se podría verter únicamente con el vertedor 1 hasta un gasto de 230 m3/s aproximadamente. Reduciendo la longitud de ambos vertedores de manera proporcional, manteniendo la elevación de cresta en el NAMO, y alcanzando el NAME=196.5 msnm, los longitudes de ambos vertedores resultan L1 = 191.50 m y L2 = 130.80 m. En las dos gráficas siguientes se observa que conforme aumenta la elevación en el vertedor 2 aumenta la longitud en ambos vertedores.




56

Figura 59. Gráfica elevaciones-longitudes, tercera alternativa, vertedor 1.

Figura 60. Gráfica elevaciones-longitudes, tercera alternativa, vertedor 2.

En las tres gráficas siguientes se observa que conforme aumenta la elevación en el vertedor 2, el gasto en el vertedor 1 aumenta, mientras que en el vertedor 2 el gasto disminuye, pero el gasto total sumando los gastos de ambos vertedores aumenta conforme aumenta la elevación del vertedor 2.

190

200

210

220

230

240

250

188.0 188.5 189.0 189.5 190.0 190.5 191.0 191.5

Lon

gitu

d v

ert

ed

or

1

Elevación vertedor 2

125

130

135

140

145

150

155

160

165

170

188.0 188.5 189.0 189.5 190.0 190.5 191.0 191.5

Lon

gitu

d v

ert

ed

or

2





57

Figura 61. Gráfica elevaciones-gastos, tercera alternativa.

Figura 62. Gráfica elevaciones-gastos, tercera alternativa, vertedor 2.

10000

10500

11000

11500

12000

12500

13000

188.0 188.5 189.0 189.5 190.0 190.5 191.0 191.5

Gas

to v

ert

ed

or

1


3500

4000

4500

5000

5500

6000

6500

7000

7500

188.0 188.5 189.0 189.5 190.0 190.5 191.0 191.5

Gas

to v

ert

ed

or

2





58

Figura 63. Gráfica elevaciones-gastos, tercera alternativa, vertedor 2.

Conclusión De acuerdo con el análisis de las alternativas planteadas, se concluye que desde el punto de vista hidrológico no tiene mayor impacto el sobre elevar la cresta del vertedor 2, en virtud de que el gasto que pueda verterse trabajando únicamente el vertedor 1 es poco considerable en comparación con el gasto de diseño. 3.2 MODELACIÓN EN 3D En el proyecto de la obra de excedencias de la presa Santa María se analizaron dos alternativas de solución, basadas principalmente en descargar el gasto de diseño completamente con un solo vertedor o dividirlo en dos partes con dos vertedores, descargando cada uno un porcentaje del gasto total. La alternativa 1, se consideró descargando el gasto completamente en un solo vertedor. La alternativa 2, se consideró descargando el 60% del gasto en el vertedor principal denominado vertedor 1, ubicando esté más cerca de la cortina y descargando el 40% restante del gasto de diseño en el vertedor secundario denominado vertedor 2, que se encuentra más alejado de la cortina. La división del gasto en la segunda alternativa obedece principalmente a acatar la recomendación de la Subgerencia de Presas de la CONAGUA que radica en no incrementar el gasto de un solo vertedor a más de 10,000 m3/s, por lo que se propuso que la división de gastos sea del orden de 60% para le vertedor principal 1 y 40 % para el vertedor secundario 2.

16920

16930

16940

16950

16960

16970

16980

16990

17000

17010

188.0 188.5 189.0 189.5 190.0 190.5 191.0 191.5

Gas

to T

ota

l





59

Debido a que se el diseño se hace con los datos de las avenidas con mayor periodo de retorno, en este caso, de 10 000 años, se analizaron las condiciones de flujo para este periodo de recurrencia. En estos análisis se evaluaron los siguientes aspectos. - Capacidad de descarga del vertedor. - Fenómeno de cavitación en la rápida de salida del vertedor. - Condiciones de restitución del flujo de los vertedores. - Fenómeno de socavación en la descarga de la cubeta deflectora. Descripción del Software de simulación Para el análisis numérico del flujo de agua en la estructura vertedora se utilizó el software especializado FLOW-3D® basado en el método de los volúmenes finitos para la resolución de las ecuaciones de Navier-Stokes. Con este software se puede modelar flujos tridimensionales de fluidos compresibles e incompresibles en estado transitorio o permanente. Este software fue utilizado para llevar a cabo el estudio en función de las siguientes características: - Capacidad de modelar flujos tridimensionales con contornos complejos. Esta competencia se

debe a la utilización del método denominado “FAVOR” – Fraccional Área/Volumen Obstacle Representation Method donde se establece una función de porosidad para la definición de obstáculos permeables o no. Con este método es posible modelar contornos complejos aunque se esté trabajando con una malla de elementos ortogonales.

- Capacidad de modelar flujos incompresibles con superficie libre. Como la definición de la

superficie libre es necesaria para la determinación de configuración de flujo sobre el vertedor este aspecto es fundamental;

- Capacidad de analizar fenómenos turbulentos a través de varios modelos, específicamente

Mixing-Length, One-Equation Method, Two-Equation Method (κ−ε), Renormalized Group Model (RNG) y Large Eddy Simulation (LES).

En términos generales, el método de los volúmenes finitos utiliza el balance de la cantidad de masa y movimiento en un elemento (volumen) de malla de las ecuaciones de Navier-Stokes discretizadas. Esto da como resultado un conjunto de ecuaciones cuya resolución posibilita conocer los valores de velocidad y presión en cada punto del mallado del medio fluido. Las ecuaciones de Navier-Stokes presentan términos temporales y espaciales. El software utiliza un método explicito para avance de la solución a lo largo del tiempo que proporciona una descripción detallada de las variaciones temporales pero condiciona, para mantener el cálculo estable, la utilización de incrementos temporales muy pequeños en el análisis.




60

Figura 64. Campo de velocidades en el modelo general del conjunto de los dos vertedores de la alternativa 2.

La discretización utilizada en la modelación de los vertedores de la Presa Santa María fue efectuada con malla tri-ortogonal con la utilización de uno solo bloque de elementos. La adopción de uno solo bloque se hizo para la minimizar el tiempo de procesamiento (no se requiere tiempos computacionales asociados a interpolaciones numéricas). La configuración geométrica del diseño de la estructura fue obtenida del propio modelo tridimensional generado en AutoCad® para el proyecto. A continuación se presenta una visualización de la modelación del flujo en conjunto con los dos vertedores. El tiempo total de cómputo fue de 20 días para simular 600 segundos. Se usó una malla con incrementos de 3.5 m, 3.5 m y 1.50 m, en las direcciones x, y e z, respectivamente, con número total de elementos igual a: 15 882 635. Como ya se explicó anteriormente, para obtener el comportamiento del flujo en las obras de control con más detalle, las simulaciones posteriores se llevaron a cabo separando los dominios. En la imagen se muestran algunos pequeñas zonas de perturbaciones, como la que se presenta en el lado derecho del vertedor 1, asimismo el salto barrido y asimetrías en el salto hidráulico tanto del vertedor 1 como en el 2. Velocidades altas en los canales de descarga de alrededor de 29 m/s en el vertedor 1 y de 23 m/s en el vertedor 2. Las velocidades con que la confluencia de los dos vertedores descarga al río también es alta: aproximadamente 34 m/s. Para efectos de visualización y mejor comparación de resultados, se rotarán los dominios de modelación, de tal manera que cuando se obtengan cortes x-y, x-z, y-z, estos sean perpendiculares al eje longitudinal de la obra hidráulica.




61

En la Figura 65 se muestra la malla utilizada para la modelación del vertedor único de la alternativa 1. En este caso se utilizaron 546, 171 y 66 elementos en los sentidos X, Y, y Z que resultó en elementos con 1.75, 1.75 y 1.75 m respectivamente. Con esta malla el número total de elementos es de aproximadamente 6,458,438.

Figura 65. Malla utilizada en la simulación general del vertedor único.

Esta misma malla se utilizó para analizar el comportamiento a detalle en ciertas partes del vertedor, como son el cimacio, canal de descarga y cubeta deflectora. Se muestra la malla utilizada para la modelación del vertedor principal (1). En este caso se utilizaron 500, 230 y 178 elementos en los sentidos X, Y, y Z que resultó en elementos con 2.5, 2.5 y 1.5 m respectivamente. Con esta malla el número total de elementos es de 20,470,000.




62

Figura 66. Malla utilizada en la simulación general del vertedor principal (1).

A continuación se muestra la malla utilizada para la modelación del vertedor secundario (2). En este caso se utilizaron 329, 174 y 178 elementos en los sentidos X, Y, y Z con elementos de 2.5, 2.5 y 1.5 m respectivamente. Con esta malla el número total de elementos es de aproximadamente 15,882,635 elementos.

Figura 67. Malla utilizada en las simulaciones generales del vertedor secundario (2).

En cuanto a la modelación de la turbulencia se utilizó el modelo Large Eddy Simulation (LES) pues el método es aplicable a flujos tridimensionales y modela bien la superficie libre pues se busca reproducir los patrones del flujo en el colchón de los vertedores. Con relación a la rugosidad se utilizó una rugosidad de Manning de 0.017 correspondiente al concreto. En términos de condiciones de contorno se consideró para cada análisis los respectivos niveles de aguas arriba en el embalse y salidas libres. En los análisis se consideraron solamente la operación del vertedor, respectivo.




63

Calibración del modelo Para calibrar el modelo se realizó un tránsito de avenidas por el vaso, tomando en cuenta la longitud de cada vertedor, en este análisis teórico se utilizó la información de la curva de elevaciones – áreas – capacidades del vaso, además de la geometría de los vertedores de proyecto, en los cuales en la alternativa 1, el vertedor único tiene una longitud de 352 metros y en la alternativa 2, el vertedor principal tiene una longitud de cresta de 205 metros y el vertedor secundario cuenta con una longitud de 140 metros. Las Tabla 16,Tabla 17,Tabla 18, presentan los gastos de salida obtenidos mediante este análisis analítico, para cada una de las condiciones de recurrencia estudiadas. Los valores de gasto hidráulico presentados en dicha tabla fueron determinados considerándose los efectos del tránsito de las avenidas, utilizando un coeficiente de descarga de C= 2.14. Cabe mencionar que los gastos de entrada, así como sus hidrogramas fueron los que presentó la empresa proyectista, en el proyecto correspondiente y que estos gastos debieron ser avalados por la supervisión del proyecto. Del tránsito de estas avenidas se obtuvieron los resultados que a continuación se presentan.

Tabla 16. Condiciones de simulación del flujo vertedor único (alternativa 1)

Vertedor único (Alternativa 1), Longitud del vertedor = 352 m.

Periodo de retorno Gasto de entrada Gasto de

salida carga H

Nivel de agua en el vaso

(años) (m3/s) (m

3/s) (m) (msnm)

50 8825 8192 4.90 193.40

100 10012 9368 5.36 193.86

1000 13817 13058 6.69 195.19

10000 17609 16719 7.89 196.39

Tabla 17. Condiciones de simulación del flujo vertedor principal (1)

Vertedor principal (1), Longitud del vertedor= 205 metros.


salida carga H


(años) (m3/s) (m

3/s) (m) (msnm)

50 5244 4458 4.68 193.18

100 5949 5096 5.12 193.62

1000 8210 7171 6.43 194.93

10000 10463 9231 7.6 196.10

Tabla 18. Condiciones de simulación del flujo vertedor secundario (2)

VERTEDOR SECUNDARIO (2), Longitud Vertedor 140 metros


salida carga H


(años) (m3/s) (m

3/s) (m) (msnm)

50 3581 2790 4.41 192.91




64

VERTEDOR SECUNDARIO (2), Longitud Vertedor 140 metros

100 4063 3203 4.85 193.35

1000 5606 4560 6.14 194.64

10000 7146 5891 7.3 195.8

Resultados Modelación general de los vertedores Se presentan las velocidades del flujo de la simulación general del vertedor único en la alternativa 1 y los vertedores principal (1) y secundario (2), de la alternativa 2, para las condiciones estudiadas con la avenida con un periodo de retorno de 10,000 años.

Figura 68. Modelo General, vertedor Único de la alternativa 1, para un periodo de retorno de 10,000

años, Velocidades (m/s).

Figura 69. Corte x-z de velocidades (m/s) a través del vertedor único (1) alternativa 1, para un periodo

de retorno de 10,000 años.




65

Figura 70. Corte x-z del tirante hidráulico en m, a través del vertedor único (1) alternativa 1, para un

periodo de retorno de 10,000 años.

Figura 71. Corte x-z del número de Froude a través del vertedor único (1) alternativa 1, para un

periodo de retorno de 10,000 años.




66

Figura 72. Modelo General, vertedor principal (1), para un periodo de retorno de

10 000 años, Velocidades (m/s).

Figura 73. Corte x-z de velocidades (m/s) sobre el vertedor principal de la alternativa 2, para un

periodo de retorno de 10 000 años.




67

Figura 74. Corte x-z del tirante hidráulico (m) sobre el vertedor principal de la alternativa 2, para un periodo de retorno de 10 000 años.

Figura 75. Corte x-z del número de Froude sobre el vertedor principal de la alternativa 2, para un periodo de retorno de 10 000 años.




68

Figura 76. Modelo General, vertedor secundario (2), para un periodo de retorno de 10000 años,

Velocidades (m/s).

Figura 77. Corte x-z de la velocidad al eje del vertedor secundario de la alternativa 2, para un periodo

de retorno de 10 000 años.




69

Figura 78. Corte x-z de la velocidad en el extremo derecho del vertedor secundario de la alternativa

2, para un periodo de retorno de 10 000 años.

Figura 79. Corte x-z de la velocidad en el extremo izquierdo del vertedor secundario de la alternativa

2, para un periodo de retorno de 10 000 años.

En las simulaciones anteriores, se observa el flujo se ha reproducido de manera adecuada en términos generales, tanto en el cimacio como en el canal de descarga. Capacidad de descarga de los vertedores Como ya se mencionó se realizó un análisis teórico en donde intervienen diferentes variables como son la curva de elevaciones – capacidades del vaso, el hidrograma de entrada o avenida máxima probable para determinado periodo de retorno, geometría del vertedor (longitud de cresta) y coeficiente de descarga que depende de las condiciones aguas arriba del cimacio, los resultados que arrojaron estos análisis sirvieron para calibrar el modelo, comparando los resultados numéricos obtenidos en el modelo con los resultados teóricos del análisis del tránsito de avenidas, los resultados se muestran en las tablas Tabla 19, Tabla 20 yTabla 21. Se puede observar que los resultados numéricos son bastante próximos a los valores teóricos con una pequeña tendencia a caudales mayores que los estimados. Considerándose la proximidad de los valores evaluados numéricamente con los valores teóricos estimados, se puede decir que los niveles considerados en el análisis del tránsito de avenidas por el vaso representan adecuadamente la capacidad de descarga de los dos vertedores.




70

Tabla 19. Comparación entre valores teóricos y numéricos de la capacidad de descarga del vertedor

único (ALTERNATIVA 1).

Periodo de retorno

Gasto (m3/s)

Nivel del embalse

Av. Máxima probable

Teórico (gasto de salida)

Modelo numérico

Diferencia

(años) (msnm) (m3/s) (m3/s) (m3/s) (%)

50 193.40 8825 8192 7639 0.93

100 193.86 10012 9368 8684 0.93

1000 195.19 13816 13058 12718 0.97

10000 196.39 17609 16719 16722 1.00


principal (ALTERNATIVA 2).

Periodo de retorno

Gasto (m3/s)

Nivel del embalse



Modelo numérico

Diferencia

(años) (msnm) (m3/s) (m3/s) (m3/s) (%)

50 193.18 5244 4458 4868.39 1.092

100 193.62 5949 5096 5602.41 1.099

1000 194.93 8210 7171 7668.29 1.069

10000 196.10 10463 9231 9707.02 1.052


secundario (ALTERNATIVA 2).

Periodo de retorno

Gasto (m3/s)

Nivel del embalse



Modelo numérico

Diferencia

(años) (msnm) (m3/s) (m3/s) (m3/s) (%)

50 192.91 3581 2790 2632.87 0.94

100 193.35 4063 3203 3110.79 0.97

1000 194.64 5606 4560 4775.51 1.05

10000 195.78 7146 5891 5962.97 1.01

Condiciones generales del flujo en el vertedero y restitución aguas abajo Con respecto a las condiciones generales del flujo en los vertedores se presentan algunas consideraciones hechas a partir de las simulaciones numéricas. Condiciones de aproximación del flujo a los vertedores En las Figura 80,Figura 81, Figura 82, se presentan las condiciones del flujo en las proximidades de los muros laterales de cada vertedor para la condición de vertido de la avenida con periodo de retorno de 10 000 años. En el caso del vertedor único se observa que la topografía influye en las velocidades de entrada, en el extremo derecho el flujo entra con más velocidad que en el extremo




71

izquierdo, asimismo el salto hidráulico en esa parte se barre un poco hacia adelante. No se introducen más perturbaciones al flujo en la zona de llegada al vertedor, en términos generales se considera que funciona bien, sólo habría que cambiar la altura del dique derecho para impedir que el flujo lo salte en su ruta hacia el vertedor, siga el curso mejorar un poco la aun así se considera que las condiciones de flujo son adecuadas no ocurriendo separaciones del flujo u otro aspecto indeseable. Para otros niveles de vertido las condiciones también fueron satisfactorias.

Figura 80. Condiciones de aproximación del vertedor único, velocidades en (m/s).

Figura 81. Condiciones de aproximación del vertedor principal (1) velocidades en (m/s).




72

Figura 82. Condiciones de aproximación del vertedor secundario Velocidades en (m/s).

En cuanto al vertedor principal y secundario se nota la presencia del fenómeno del bulking en el colchón de los cimacios promovido por la circulación del flujo a altas velocidades. En el caso del vertedor principal de la alternativa uno se puede notar como en la margen derecha del cimacio el salto se barre un poco hacia adelante. Condiciones del flujo en las rápidas Las Figura 83,Figura 84 y Figura 85 presentan la condición del flujo en la rápida del vertedor único de la alternativa 1 y vertedor principal (1) y vertedor secundario (2) de la alternativa 2 respectivamente, con el nivel de vertido correspondiente a un periodo de retorno de 10,000 años. Se puede observar que el flujo es adecuado no ocurriendo desbordamiento en los muros u otro aspecto indeseable. En la alternativa 1, las velocidades del flujo en las cercanías del concreto rebasan los 25 m/s, esto se puede apreciar en la Figura 83. En la alternativa 2, las velocidades del flujo en el vertedor principal también rebasa los 25 m/s, mientras que en el vertedor secundario las velocidades son alrededor de 23 m/s como se puede apreciar en las figuras Figura 84 y




73

Figura 85, respectivamente. En todos los casos son velocidades altas.

Figura 83. Flujo en la rápida del vertedor único de la alternativa 1 – Nivel de Vertimiento en la

elevación 196.39, Velocidades (m/s).

Figura 84. Flujo en la rápida del vertedor principal (1) – Nivel de vertimiento en la elevación 196.10,

Velocidades (m/s).




74

Figura 85. Flujo en la rápida del vertedor secundario (2) – Nivel de Vertido en la elevación 196.1,

Velocidades (m/s).

Condiciones de restitución del flujo aguas abajo del vertedor Las Figura 86,Figura 87 y Figura 88 presentan la simulación para caudales de 10,000 años de recurrencia aguas abajo. Como una primera alternativa, para el cálculo del flujo se utilizó un modelo de orden cero cuyos resultados no parecían muy claros, por lo que se optó por usar un modelo de turbulencia de mayor grado, cuyos resultados son más satisfactorios. En las ilustraciones referidas es posible ver que en todos los casos el chorro es lanzado o aguas abajo con velocidades de orden mayor de 24 m/s, incidiendo sobre el terreno rocoso ubicado aguas abajo de los vertedores. En cuanto a la Figura 86 se aprecia que para el caso del vertedor único (alternativa 1) la velocidad del flujo fuera de la cubeta es alrededor de 26 m/s vertedor mientras que en la Figura 70, se observa que el flujo despega completamente de la cubeta deflectora. Respecto al flujo a la salida del vertedor principal (alternativa 2) representado en la Figura 87, la velocidad de salida del flujo es aproximadamente de 25 m/s, el perfil de velocidades de este canal de descarga también se puede ver en la Figura 71, en donde se aprecia que el flujo no despega de la cubeta, por lo tanto se trata de un salto ahogado con remolino inferior. El flujo aguas abajo del vertedor secundario (alternativa 2) se presenta en la Figura 88 y de acuerdo con las ilustraciones asociadas Figura 77, Figura 78 y Figura 79 el salto no alcanza a despegar completamente: de la parte izquierda y al centro permanece ahogado con remolino




75

inferior mientras que en el extremo derecho si alcanza a despegar, con una velocidad aproximada de 20 m/s. El flujo del vertedor primario como secundario (Figura 73 y Figura 77) chocan contra el terreno natural, que es rocoso aumentando la velocidad en la zona de la confluencia, por lo que una alternativa para que un desagüe más adecuado podría incluir ampliar la excavación y así desalojar el volumen de agua llegando con un desbordamiento más extendido sobre el terreno cerca del cauce del rio baluarte.

Figura 86. Condición de restitución aguas abajo del vertedor único de la alternativa 1,

para un gasto con periodo de recurrencia de 10000 años), velocidades en (m/s).




76

Figura 87. Condición de restitución aguas abajo del vertedor principal (1) para un gasto con periodo

de recurrencia de 10000 años), velocidades en (m/s)

Figura 88. Condición de restitución aguas abajo del vertedor secundario (2) para un gasto con

periodo de recurrencia de 10000 años), velocidades en (m/s)




77

Cálculo del índice de cavitación, en la estructura vertedora de la presa Santa María La cavitación es un fenómeno que se produce siempre que la presión en algún punto o zona de la corriente de un líquido desciende por debajo de un cierto valor mínimo admisible, llamado presión de vaporización. La cavitación o aspiración en vacío es un efecto hidrodinámico que se produce por ejemplo cuando el agua o cualquier otro liquido en estado líquido pasa a gran velocidad por una arista afilada, produciéndose una descompresión del fluido , puede ocurrir que se alcance la presión de vapor del líquido de tal forma que las moléculas que lo componen cambian inmediatamente a estado de vapor, formándose burbujas o más concretamente dicho cavidades, estas cavidades formadas viajan a zonas de mayor presión e implotan (el vapor regresa a estado líquido de manera súbita aplastándose bruscamente, produciendo una estela de gas y un arranque de material de la superficie en la que se origina este fenómeno. La implosión causa ondas de presión que viajan en el líquido, esta ondas se pueden disipar en la corriente del líquido o pueden chocar contra una superficie, si la zona en donde chocan la zonas de presión es la misma el material tiene a debilitarse y se inicia una erosión que además de dañar la superficie provoca que esta se convierta en una zona de mayor pérdida de presión y por ende de mayor foco de formación de burbujas de vapor. Si las burbujas de vapor se encuentran cerca o en contacto con una pared solida al implotar, las fuerzas ejercidas por el líquido al aplastar la cavidad dejada por el vapor, dan lugar a presiones locales muy altas, ocasionando picaduras sobre la superficie sólida, este fenómeno generalmente va acompañado de ruido y vibraciones, dando la impresión de que se tratara de grava que golpea en las diferentes partes de la estructura. En el caso de los vertedores, cuando la velocidad del flujo es alta y no hay acceso de aire, la reducción de presión provocada por un cambio de dirección divergente, un obstáculo y aun la propia rugosidad de la superficie puede hacer que la presión critica se exceda y que en esa zona se forme una cavidad llena de vapor de agua, la cavidad que se presenta trae consigo un efecto que induce altos esfuerzos en la superficie del material. El efecto se debe al desprendimiento de las burbujas de vapor en la cavidad, que al circular hacia aguas abajo se encuentran en una región de mayor presión donde se condensan súbitamente produciéndose una reducción violenta de volumen del orden de 100 a 1000 veces, en milésimas de segundo, al pasar la burbuja del estado gaseoso al estado líquido, si esto sucede cerca de una superficie rígida, se inducirán esfuerzos muy altos, que al repetirse continuamente desprenderá el material aun en superficies de acero. El procedimiento de cálculo inicia con la evaluación del índice local de cavitación σk o número de Thoma para una superficie sujeta a ciertas condiciones hidráulicas, una vez obtenido este valor se compara con el índice de cavitación incipiente σki, obtenido de en laboratorio para condiciones similares, si σki > σk, existe la posibilidad de cavitación. En el caso de superficies rugosas según Echavez (1979), el índice de cavitación local σk puede calcularse con la siguiente ecuación.




78

El parámetro empleado para describir las condiciones del escurrimiento relacionadas con la cavitación es el número de thoma o índice de cavitación dado por

𝜎 =ℎ𝑝 − ℎ𝑣

𝑣2

2𝑔

Ec. 7

donde:

𝜎 Numero de thoma índice de cavitación, adimensional ℎ𝑝 Carga de presión en la zona de interés, en m

ℎ𝑣 Carga de vaporización del líquido, en m (ver fig I.64) 𝑣2

2𝑔 Carga de velocidad en la zona de interés, en m

Figura 89 Variacion de 𝒉𝒗 con la temperatura.

Para estimar el riesgo de que en un determinado punto de una obra se presente la cavitación, debe conocerse el índice de cavitación incipiente σi de una superficie o irregularidad semejante a

la de la obra y compararlo con el índice de cavitación σ que se tiene en la rápida en las condiciones de operación. Para un escurrimiento con σ mayor que σi no habrá cavitación, para σ

menos que σi si la habrá. El índice de cavitación local σK , se calcula con el número de thoma con una velocidad v = vK que se toma a una distancia K de la pared, que es su rugosidad equivalente, o bien, para obstáculos, con una velocidad v = vb a una distancia b igual a la altura del obstáculo. Dicho índice se compara

con el índice de cavitación insipiente local σKi o σbi , según el caso, obtenido experimentalmente y que es característico de cada rugosidad, protuberancia o irregularidad en una superficie; cuando σ

es mayor que σi no habrá cavitación y si la habrá en caso contrario.




79

A continuación se indica la forma de valuar hp , hv , vK y vb para ser usados en el número de

toma.

a) Carga de presión ℎ𝑝

r radio de curvatura de la línea de corriente, en el punto considerado(prácticamente igual a la de la superficie de la conducción), en m v velocidad media del escurrimiento en la sección transversal que pase por el punto considerado, en m/s

b) Carga de vaporización ℎ𝑣 Esta carga depende del grado de pureza del agua y de su temperatura; para fines prácticos se utiliza la Figura 89 para obtenerla.

c) Velocidad local 𝑣𝐾 Se determina a través de la expresión siguiente:

𝑣𝐾 =1.68√2𝑔ℎ

0.33 + 𝑙𝑜𝑔10𝑥𝐾

donde: 𝑣𝐾 Velocidad local, en m/s

ℎ Diferencia entre el nivel del agua en el vaso y el nivel de la superficie libre del escurrimiento intersectada por una normal de la pared de la conducción en la sección considerada, en m, ver Figura 90. 𝐾 Rugosidad equivalente de la superficie, en mm. Se estima de dos formas: una con la gráfica de la Figura 91 si se conoce el coeficiente n de Manning representativo de la superficie y la otra, por medio de la Tabla 22; finalmente, se escoge la mayor de las dos.

𝑥 Distancia medida sobre la superficie de la rápida que va desde la cresta del vertedor hasta el punto de interés, en mm (ver Figura 90).

a) Velocidad local 𝑣𝑏 En el caso de protuberancia en la pared del conducto, se debe emplear en el cálculo de σb una

variable vb mayor que la vK que se obtiene de la fórmula:

𝑣𝑏

𝑣𝐾= 0.68𝑙𝑜𝑔

𝑏

𝐾+ 1

donde: 𝑣𝑏 Velocidad local, en m/s

𝑏 Altura de la protuberancia, en mm




80

Al evaluar la posibilidad de cavitación en una curva cóncava vertical, el índice de cavitación local

σK o σb deberán afectarse de un coeficiente que vale 0.76; esto se hace para tomar en cuenta el hecho de que la cavitación local aumenta en estas curvas

𝜎𝐾𝑝 = 0.76𝜎𝐾

𝜎𝑏𝑝 = 0.76𝜎𝑏

donde: 𝜎𝐾𝑝 o 𝜎𝑏𝑝 índice de cavitación local en el piso para curvas verticales cóncavas

Figura 90. Esquema para mostrar la medición de h, x y 𝒉𝒑.

Tabla 22 Valores de K para diversos materiales.

Materiales K (mm)

Vidrio 0.05 A 0.90

Cemento

Muy bien terminado 0.2 A 1.2

Mortero 0.3 A 2.2

Concreto

Bien terminado 0.3 A 1.5

Aplanado con llana 0.5 A 2.2

Aplanado con plana 0.9 A 3.2

Sin terminar 1.5 A 12

Cimbra de acero 0.6 A 1.5

Cimbra de madera cepillada 0.6 A 3.2




81

Materiales K (mm)

Cimbra de madera sin cepillar 2.2 A 14

Gunita 3.2 A 15

Muy maltratado 5 A 20

Figura 91. Relación entre n y para radios hidráulicos, 𝑹𝒉, comprendidos entre 0.5 y 0.4 m

Índices de cavitación incipiente.

Los estudios experimentales realizados para conocer los índices de cavitación local incipiente, han sido los siguientes resultados:

a) Para cavitación por rugosidad natural de una superficie según su acabado Para 0 < K < 5 mm 𝜎𝐾𝑖 = 1.3 en superficie de contacto

Para 0 ≤ K < 10 mm 𝜎𝐾𝑖 = 1.5 en superficies de concreto K se determina como se indicó en el inciso anterior

b) Para cavitación tras irregularidades locales de la superficie de la conducción Han sido estudiados tres tipos de obstáculos bidimensionales normales al flujo que son escalones, ranuras y topes.




82

Los escalones llegan a presentarse en la unión entre dos escalones o en lugares donde la cimbra sufre discontinuidades.

Si el escalón presenta frente al flujo σbi = 2.4 y se debe calcular σb con una velocidad vb a la altura b del escalón, calculada con la relación vb/vK mencionada anteriormente. Si el escalón desciende en dirección del flujo, σKi = 1.1 y σK se calcula como para el caso de rugosidad distribuida. Las ranuras con las que se ha experimentado son de forma triangular y rectangulares; para las

primeras σKi = 14 y para las segundas σKi = 1.5. Los topes han sido estudiados con dos formas; circulares y triangulares; para los primeros σbi = 1.4 y para los segundos σbi = 1.6. σb debe evaluarse con la velocidad vba la altura b del tope, como se indicó antes.

c) Para cavitación por desalineamientos Por deslizamiento se entiende un cambio de dirección en la conducción. Su característica distintiva es el tamaño relativamente grande con respecto a lo que se ha definido como obstáculo local. Han sido estudiados dos tipos de deslizamientos bidimensionales al flujo que son: los debidos a cimbras mal alineadas y los debido a que la cimbra cedió; a la vez los primeros pueden tener su rampa aguas arriba horizontal. Para cuando tiene su rama aguas arriba horizontal, σKi = 1.05 y debe calcularse σK como para el caso de rugosidad distribuida.

Si la rama aguas arriba sube, σbi = 1.0 y debe calcularse como σb con la velocidad vba la altura b del deslazamiento con la relación vb/vK. Para los desalineamietos debido a que la cimbra esta cedió, σbi = 1.4 y σb se obtiene con vb a la altura b del deslizamiento, calculada con la relación vb/vK.

d) Par cavitación por protuberancias.

Al quitar la cimbra en los colados de concreto queda con frecuencia protuberancias de forma irregular que no corresponden ni a los desalineamientos ni a los obstáculos ya mencionados. Se ha experimentado con estas irregularidades, normales al escurrimiento y perimetrales y para estos casos.

𝜎𝐾𝑖 = 1.8 para 0 < K < 5 mm

𝜎𝐾𝑖 = 2.2 para 5 ≤ K <10 mm

La σK debe calcularse empleando como valores de K la altura de la protuberancia en relación con la superficie de concreto.




83

En las gráficas siguientes se presentan los índices de cavitación local calculados en las secciones longitudinales al eje de los vertedores propuestos en la alternativa 1 y 2.

Figura 92. Cavitación a lo largo del eje del vertedor único (Alternativa 1).

Figura 93. Cavitación a lo largo del eje del vertedor principal (Alternativa 2).

0

25

50

75

100

125

150

175

200

225

1020 1045 1070 1095 1120 1145 1170 1195 1220 1245 1270 1295 1320 1345 1370 1395 1420 1445 1470 1495 1520 1545

Índice de cavitación σk a lo largo de vertedor principal (Alternativa 2)

perfil cav local σk, adim. perfil+ σk vel, m/s

Zona sin cavitación

Zona con cavitación




84

Figura 94. Cavitación a lo largo del eje del vertedor secundario (Alternativa 2).

5.8. Efecto de la socavación en la descarga de la cubeta deflectora. La evaluación de los efectos erosivos aguas abajo de los vertedores fue evaluada a través de la estimación de la trayectoria del flujo en la salida de la estructura terminal de los mismos (cubeta deflectora) y con la estimación de la profundidad teórica de erosión. La trayectoria del flujo en esta zona fue evaluada por el modelo matemático en Flow 3D, obteniendo las variables de velocidad del flujo, pérdida de carga y altura de energía, la profundidad de erosión fue analizada con la siguiente ecuación:

he = Kq0.54H0.225 Ec. 8

Donde: K, coeficiente estimado en función de la calidad de la roca, estimándose en este caso un valor de 1.2 (calidad media). he, profundidad de erosión con relación al nivel de aguas abajo (m). q, gasto unitario (m3/s/m). H, Altura de energía (restando las pérdidas de carga), con relación al nivel de aguas abajo (m). En cada uno de los vertedores los caudales unitarios se evaluaron considerando el ancho del canal de salida en cada caso, las tablas 23, 24 y 25 se muestran los resultados de la estimación de la erosión en esta zona (aguas abajo de la cubeta deflectora), y en las figuras 95, 96 y 97 se presenta la configuración del flujo en la descarga de la cubeta deflectora.




85

Tabla 23. Evaluación de la profundidad de erosión aguas abajo de la cubeta deflectora del vertedor único de la Alternativa 1.

Nivel del embalse (msnm)

Gasto (m

3/s)

Nivel aguas abajo

(msnm)

Pérdida de carga (m)

H (m) q (m3/s/m)

Profundidad de erosión

he (m)

Elevación erosión (msnm)

192.5 5962.5 127.722 44.299 20.479 60.53 16.28 111.45

193.5 7854.4 128.723 26.937 37.840 79.74 21.69 107.04

194.5 10428.4 129.839 20.200 44.461 105.87 26.21 103.63

195.5 13819 130.281 14.271 50.948 140.29 31.46 98.82

196.5 17031.6 130.534 10.438 55.528 172.91 35.91 94.63

Tomando como punto de referencia la posición de la nariz del deflector, y graficando los resultados obtenidos se presenta la siguiente gráfica de la incidencia del chorro de descarga en el terreno con material competente.

Figura 95. Incidencia del chorro de descarga en el material competente en el vertedor único de la

alternativa 1. Como puede apreciarse, la profundidad de erosión, referida al sistema de elevaciones usado en el proyecto está por encima del terreno con material competente, por lo que se espera que la erosión en esta zona no sea de consideración y por lo tanto no afectará a la estructura, sin embargo habrá que analizar la descarga del volumen de agua al río baluarte que es donde se encuentra depositado el material aluvial con un estrato considerable.

Ele

vacio

nes e

n m

sn

m

Distancia en metros

Descarga del vertedor único en la alternativa 1.

embalse 196.5 embalse 195.5 embalse 194.5

embalse 193.5 embalse 192.5 Terreno natural




86

Tabla 24. Evaluación de la profundidad de erosión aguas abajo de la cubeta deflectora del vertedor principal (1), de la alternativa 2.


Gasto (m

3/s)

Nivel aguas abajo

(msnm)

Pérdida de carga

(m) H (m) q (m

3/s/m)

Profundidad de erosión

he (m)


192.5 3580 148.145 2.112 42.243 41.15 15.55 132.59

193.5 5407 148.899 1.699 42.903 62.15 19.50 129.40

194.5 6991 149.164 1.449 43.888 80.36 22.52 126.65

195.5 8604 149.374 1.283 44.842 98.90 25.31 124.07

196.5 10601 149.804 1.174 45.522 121.85 28.42 121.38

Tomando como punto de referencia la posición de la nariz del deflector, y graficando los resultados obtenidos se presenta la siguiente gráfica de la incidencia del chorro de descarga en el terreno con material competente.

Figura 96. Incidencia del chorro de descarga en el material competente en el vertedor principal de la

alternativa 2.

Como puede apreciarse, la profundidad de erosión, referida al sistema de elevaciones usado en el proyecto en las condiciones de descarga con el nivel del embalse desde la elevación 192.5 msnm, hasta la elevación 195.5 msnm, está por encima del terreno con material competente, por lo que se espera que la erosión en esta zona no sea de consideración y por lo tanto no afectará a la estructura, sin embargo en la descarga del agua a la elevación en el embalse de 196.5 msnm, incide en el material competente 1.62 metros (123.00 – 121.38), sin embargo se encuentra a prácticamente 80 metros de distancia de la estructura, por lo que tampoco se prevé algún daño a la misma.

Ele

vacio

nes e

n m

sn

m

Distancia en metros

Descarga del vertedor principal en la alternativa 2

embalse 196.5 embalse 195.5 embalse 194.5 embalse 193.5

embalse 192.5 terreno natural material residual




87

Tabla 25. Evaluación de la profundidad de erosión aguas abajo de la cubeta deflectora del vertedor secundario (2), (alternativa 2).


Gasto (m

3/s)

Nivel aguas abajo

(msnm)

Pérdida de carga

(m)

H (m) q (m3/s/m) Profundidad

de erosión he (m)


192.5 2396.8 173.547 8.600 10.353 40.62 11.26 162.29

193.5 3349.6 173.636 6.075 13.789 56.77 14.38 159.25

194.5 4403.2 173.902 4.766 15.832 74.63 17.20 156.70

195.5 5548.7 174.243 3.973 17.284 94.05 19.88 154.37

196.5 6779.2 174.630 3.446 18.424 114.90 22.47 152.16

Tomando como punto de referencia la posición de la nariz del deflector, y graficando los resultados obtenidos se presenta las siguientes ilustraciones de la incidencia del chorro de descarga en el terreno con material competente.

Figura 97. Incidencia del chorro de descarga en el material competente en el vertedor secundario de

la alternativa 2.

Como puede apreciarse, la profundidad de erosión, referida al sistema de elevaciones usado en el proyecto está por encima del terreno con material competente, por lo que se espera que la erosión en esta zona no sea de consideración y por lo tanto no afectará a la estructura. Con relación de los efectos erosivos aguas abajo de la cubeta deflectora se hicieron estimaciones del lanzamiento y profundidad de erosión, no identificando ninguna condición que pueda llevar riesgo estructural a la presa y a las mismas estructuras vertedoras.

Ele

vacio

nes e

n m

sn

m

Distancia en metros

Descarga del vertedor secundario, en la alternativa 2

embalse 196.5 embalse 195.5 embalse 194.5

embalse 193.5 embalse 192.5 terreno natural




88

Análisis de los resultados de cada alternativa Al analizarse dos alternativas propuestas para dar solución a la estructura vertedora de la presa Santa María se presentan por separado estas conclusiones, y al final se da conclusión definitiva del análisis.

Alternativa 1 Se presentaron en este informe las soluciones numéricas obtenidas respecto al comportamiento hidráulico de la obra de excedencia de la Presa Santa María con un vertedor único, correspondiente a la alternativa 1. Los resultados se consiguieron ejecutando el software de dinámica computacional Flow-3D que es apropiado para la modelación de flujos con superficie libre. A pesar de haber encontrado dificultades en la discretización del dominio de flujo, debido a las grandes dimensiones del vertedor y a las aceleraciones acentuadas del flujo para los diferentes periodos de retorno especialmente los mayores, fue posible evaluar las condiciones generales del flujo en el vertedor propuesto. Las principales conclusiones obtenidas son: - En las condiciones de aproximación del flujo se observa un corrimiento del mismo hacia la

margen derecha, esto se da por la aproximación del patio de entrada al vertedor con el talud natural del terreno natural en esta zona.

- Con respecto a las condiciones del flujo en la rápida se identificó un ligero corrimiento del flujo

de agua en el cimacio y patio de descarga, sin embargo no ocurre desbordamiento de los muros laterales en ningún momento.

- Se llevaron a cabo varias simulaciones correspondientes diferentes periodos de retorno, sin

embargo, en este informe se presentan los resultados correspondientes a un periodo de retorno de 10 000 años en su gran mayoría. Se observó que la restitución del flujo en la rápida ocurre en forma apropiada, así mismo se considera que el tipo de estructura de restitución (cubeta deflectora) es adecuada, pues propicia un salto completamente aireado.

- Con respecto a la capacidad de descarga de los vertedores, se verificó que los gastos

estimados con el tránsito de las avenidas de diseño para diferentes periodos de retorno, están de acuerdo con los valores calculados en el modelo teórico.

- Como puede observarse en el análisis de cavitación es posible que se produzca el fenómeno

de cavitación en la rápida de descarga, por lo que en caso de elegirse esta alternativa se deberá de proyectar la localización de aireadores en las zonas de cavitación, con las consecuencias que esto traiga.

- Con respecto a la socavación en la salida de la estructura, esta no es de consideración, por lo

que se juzga que no es necesario ninguna estructura de protección en la salida, sin embargo habrá que analizar la cercanía del cauce del rio Baluarte ya que en el se consignan estratos importantes de material de arrastre aluvial, siendo estos propensos a socavarse fácilmente.

- Considerándose los análisis numéricos presentados y las conclusiones obtenidas a través de

ellos se esperan comportamientos indeseables o inesperados en los flujos por la estructura vertedora.




89

Alternativa 2 Se presentaron en este informe las soluciones numéricas obtenidas respecto al comportamiento hidráulico de la obra de excedencia de la Presa Santa María con dos vertedores, correspondiente a la alternativa 2. Los resultados se consiguieron ejecutando el software de dinámica computacional Flow-3D que es apropiado para la modelación de flujos con superficie libre. A pesar de haber encontrado dificultades en el mallado del dominio de flujo, debido a las grandes dimensiones del vertedor y a las aceleraciones acentuadas del flujo para los diferentes periodos de retorno especialmente los mayores, fue posible evaluar las condiciones generales del flujo en el vertedor propuesto. Las principales conclusiones obtenidas son: - Las condiciones de aproximación del flujo son adecuadas, sin embargo, el flujo después del

cimacio presenta un barrido en la parte superior y al centro del colchón del vertedor, aunque no es un fenómeno que afecte el comportamiento del flujo en general es indeseable que ocurra ya que lo óptimo es que el salto hidráulico suceda al pie del cimacio, éste efecto es más pronunciado en el vertedor secundario.

- Con respecto a las condiciones del flujo en las rápidas no se identificaron condiciones

indeseables, ocurriendo la contención del flujo de los muros laterales (sin desbordamiento de los mismos).

- Como se presentó en este informe se hicieron varias simulaciones en diferentes condiciones

de vertido. Se observó que el diseño de la cubeta deflectora no permite que ocurra despegue el flujo, sino que ocurre un salto ahogado con remolino inferior.

- Con respecto a la capacidad de descarga de los vertedores, se verificó que los gastos

estimados con el tránsito de las avenidas de diseño para diferentes periodos de retorno, están de acuerdo con los valores calculados en el modelo teórico.

- Como puede observarse en la Figura 93 y la Figura 94 en donde se muestran los resultados

del análisis de cavitación, en las zonas en la que la velocidad aumenta a más de 16 m/s, se presentará el fenómeno de cavitación en las rápidas de descarga.

- Con respecto a la socavación en la salida de la estructura, esta no es de consideración, por lo

que se juzga que no es necesario ninguna estructura de protección en la salida. - Considerándose los análisis numéricos presentados y las conclusiones obtenidas a través de

ellos, se recomienda revisar el diseño tanto de los canales de descarga y de las cubetas deflectoras en caso de que se necesite que el flujo despegue para disipar más energía. Y en el caso del vertedor secundario también el diseño del colchón o del cimacio para que el salto hidráulico ocurra justo al pie de éste y no se recorra hacia abajo.

Conclusión Por todo lo dicho anteriormente se recomienda que se exploren más a fondo las dos alternativas, empezando por la alternativa 2 consistente en dos vertedores de excedencias, con las recomendaciones dadas para cada caso en la sección anterior.




90

4. DISEÑO Y CONFIGURACIÓN DEL MODELO FÍSICO (FONDO FIJO Y FONDO MÓVIL) 4.1 SELECCIÓN DE LA ESCALA DEL MODELO De acuerdo con los criterios de similitud, para que exista semejanza entre prototipo y modelo en el caso de flujos a superficie libre, con flujo turbulento, donde la fuerza de gravedad es dominante (canales y ríos), el modelo debe diseñarse según la ley de Semejanza o Criterio de Similitud de Froude:

𝐹 =𝑉

√𝑔𝐿

En la Tabla 26 se presentan las escalas de semejanza con la ley de Froude, las cuales están en función de la escala de longitud.

Tabla 26. Escalas de semejanza, Ley de Froude.

Característica Escala de semejanza

Longitud 𝐿𝑒

Área 𝐿𝑒2

Volumen 𝐿𝑒3

Tiempo [𝐿𝑒𝜌𝑒 𝛾𝑒⁄ ]1/2

Velocidad [𝐿𝑒𝛾𝑒 𝜌𝑒⁄ ]1/2

Velocidad angular [𝛾𝑒/𝜌𝑒𝐿𝑒]1/2

Aceleración 𝛾𝑒/𝜌𝑒

Gasto 𝐿𝑒5/2(𝛾𝑒/𝜌𝑒)1/2

Masa 𝐿𝑒3𝜌𝑒

Fuerza 𝐿𝑒3𝛾𝑒

Presión 𝐿𝑒𝛾𝑒

Impulso y cantidad de movimiento

𝐿𝑒7/2(𝛾𝑒/𝜌𝑒)1/2

Energía y trabajo 𝐿𝑒4𝛾𝑒

Potencia 𝐿𝑒7/2𝛾𝑒

3/2/𝜌𝑒1/2

Rugosidad 𝐿𝑒1/6

Pendientes 1

La escala de longitud 𝐿𝑒 que se define como:

𝐿𝑒 =𝐿𝑝

𝐿𝑚

Donde 𝐿𝑝 es la longitud del prototipo y 𝐿𝑚 la longitud del modelo.




91

Por lo tanto, para determinar el tamaño del modelo se elige la escala de longitud, para lo cual se realizó un análisis de la superficie que sería necesaria modelar y el espacio disponible y capacidad de bombeo del laboratorio de hidráulica. En la siguiente imagen se presenta la delimitación del área a modelar, en la cual se consideró una superficie del vaso suficiente para que el flujo llegue lo más tranquilo posible a los vertedores, y un tramo del cauce principal aguas debajo de la cortina suficiente para analizar el comportamiento del mismo por la descarga de los vertedores.

Figura 98. Dimensiones en prototipo.

En la siguiente imagen se presenta la delimitación del modelo con las longitudes numeradas, así como en la Tabla 27, con el fin de analizar varias escalas y determinar cuál se ajusta a la superficie disponible y capacidad de bombeo.

Tabla 27. Dimensiones en prototipo.

Qd Lp1 Lp2 Lp3 Lp4 Lp5 Lp6 Lp7 Lp8 Lp9 Lp10

(m3/s) (m) (m) (m) (m) (m) (m) (m) (m) (m) (m)

16,961.09 2595.49 1350 1020.13 557.89 2040.1 1130.39 1497.28 346.88 486.69 147.28




92

Figura 99. Longitudes numeradas

Se obtuvieron las longitudes para diferentes escalas, mostradas en la Tabla 28, seleccionándose la escala 1:96, por ser la menor escala con la cual resultan longitudes que se ajustan al espacio disponible del laboratorio, y el gasto de 184 l/s puede ser proporcionado por el equipo de bombeo. Además la escala seleccionada se encuentra dentro del rango de escalas recomendadas para modelos de vertedores (10 < 𝐿𝑒 < 100).

Tabla 28. Dimensiones en modelo para varias escalas.

Le Qm Lm1 Lm2 Lm3 Lm4 Lm5 Lm6 Lm7 Lm8 Lm9 Lm10

Escala (m3/s) (m) (m) (m) (m) (m) (m) (m) (m) (m) (m)

60 0.60 43.26 22.50 17.00 9.30 34.00 18.84 24.95 5.78 8.11 2.45

70 0.40 37.08 19.29 14.57 7.97 29.14 16.15 21.39 4.96 6.95 2.10

80 0.29 32.44 16.88 12.75 6.97 25.50 14.13 18.72 4.34 6.08 1.84

90 0.22 28.84 15.00 11.33 6.20 22.67 12.56 16.64 3.85 5.41 1.64

96 0.188 27.04 14.06 10.63 5.81 21.25 11.77 15.60 3.61 5.07 1.53

100 0.17 25.95 13.50 10.20 5.58 20.40 11.30 14.97 3.47 4.87 1.47




93

En la Figura 100 se muestran las dimensiones obtenidas en planta del modelo físico.

Figura 100. Longitudes del modelo a escala 1:96.

Con la escala de longitud Le= 1:96 se tienen las siguientes relaciones de escalas:

Tabla 29. Escalas del modelo. Característica Escala de semejanza Escala

Longitud 𝐿𝑒 96

Área 𝐴𝑒 = 𝐿𝑒2 9216

Velocidad 𝑉𝑒 = 𝐿𝑒1/2 9.798

Gasto 𝑄𝑒 = 𝐿𝑒5/2 90297.99

De acuerdo con estas relaciones de escalas, para las condiciones de gasto máximo, resulta lo siguiente:

Tabla 30. Dimensiones en prototipo y modelo.

Prototipo Modelo

Carga máxima sobre el vertedor 8 m 8.33 cm

Gasto máximo Vertedor 1 6,882.76 m3

/s 76.2 l/s

Gasto máximo Vertedor 2 10,078.33 m3

/s 111.6 l/s

Gasto máximo total 16.961 m3

/s 187.8 l/s

Longitud de la cresta del Vertedor 1 205 m 2.135 m

Longitud de la cresta del Vertedor 2 140 m 1.458 m




94

4.2 DISEÑO DEL CANAL Y VERTEDOR DE AFORO La ecuación para determinar el gasto en un vertedor de pared delgada es la siguiente:

𝐐 = 𝐂 𝐛 𝐡𝟑/𝟐 Ec. 9

donde: Q = gasto sobre el vertedor C = coeficiente de descarga h = carga sobre el vertedor El coeficiente de descarga se calcula como:

𝐂 =𝟐

𝟑√𝟐𝐠 𝛍 Ec. 10

donde: g = aceleración de la gravedad μ = coeficiente de gasto b = ancho del vertedor Para determinar el coeficiente de gasto μ se utilizó la fórmula de Hegly (1921).

𝛍 = [𝟎. 𝟔𝟎𝟕𝟓 − 𝟎. 𝟎𝟒𝟓 (𝐁−𝐛

𝐁) +

𝟎.𝟎𝟎𝟒𝟏

𝐡] 𝐱 [𝟏 + 𝟎. 𝟓𝟓 (

𝐛

𝐁)

𝟐(

𝐡

𝐡+𝐰)

𝟐] Ec. 11

La cual tiene los siguientes límites de aplicación.

0.10 m ≤ h ≤ 0.60 m Ec. 12

0.50 m ≤ b ≤ 2.00 m Ec. 13

0.20 m ≤ w ≤ 1.13 m Ec. 14 Se calcularon el coeficiente de descarga y carga sobre el vertedor para diferentes dimensiones del canal y el vertedor, de tal manera que el resultara el gasto de diseño en modelo.

Tabla 31. Dimensiones para el vertedor de aforo

Q B b w u Cd h w+h

0.18 0.6 0.5 0.2 0.701 2.068 0.315 0.515

0.18 0.6 0.5 0.3 0.676 1.995 0.324 0.624

0.18 0.8 0.5 0.2 0.653 1.929 0.331 0.531

0.18 0.8 0.5 0.3 0.639 1.886 0.336 0.636

0.18 0.8 0.5 0.4 0.630 1.860 0.339 0.739

0.18 0.8 0.6 0.2 0.676 1.996 0.286 0.486

0.18 0.8 0.6 0.3 0.656 1.937 0.292 0.592

0.18 0.8 0.6 0.4 0.644 1.902 0.296 0.696




95

Q B b w u Cd h w+h

0.18 0.8 0.7 0.2 0.699 2.064 0.253 0.453

0.18 0.8 0.7 0.3 0.674 1.988 0.259 0.559

0.18 0.8 0.7 0.4 0.658 1.943 0.263 0.663

0.18 1.0 0.7 0.3 0.646 1.906 0.266 0.566

0.18 1.0 0.7 0.4 0.636 1.877 0.269 0.669

0.18 1.0 0.7 0.5 0.629 1.858 0.271 0.771

0.18 1.0 0.8 0.3 0.658 1.944 0.241 0.541

0.18 1.0 0.8 0.4 0.646 1.908 0.244 0.644

0.18 1.0 0.8 0.5 0.639 1.885 0.246 0.746

0.18 1.0 0.9 0.3 0.671 1.981 0.220 0.520

0.18 1.0 0.9 0.4 0.657 1.939 0.223 0.623

0.18 1.0 0.9 0.5 0.648 1.912 0.224 0.724

0.18 1.2 0.9 0.4 0.639 1.887 0.227 0.627

0.18 1.2 0.9 0.5 0.633 1.868 0.229 0.729

0.18 1.2 0.9 0.6 0.629 1.856 0.230 0.830

0.18 1.2 1 0.4 0.648 1.912 0.210 0.610

0.18 1.2 1 0.5 0.640 1.890 0.211 0.711

0.18 1.2 1 0.6 0.635 1.876 0.212 0.812

0.18 1.2 1.1 0.4 0.656 1.936 0.195 0.595

0.18 1.2 1.1 0.5 0.648 1.912 0.197 0.697

0.18 1.2 1.1 0.6 0.642 1.896 0.196 0.796

0.18 1.4 1.1 0.6 0.631 1.864 0.198 0.798

0.18 1.4 1.1 0.7 0.629 1.856 0.198 0.898

0.18 1.4 1.1 0.8 0.627 1.850 0.199 0.999

0.18 1.4 1.2 0.6 0.637 1.881 0.186 0.786

0.18 1.4 1.2 0.7 0.634 1.872 0.186 0.886

0.18 1.4 1.2 0.8 0.632 1.866 0.187 0.987

0.18 1.4 1.3 0.6 0.643 1.898 0.175 0.775

0.18 1.4 1.3 0.7 0.640 1.888 0.175 0.875

0.18 1.4 1.3 0.8 0.637 1.881 0.176 0.976

Se optó por seleccionar las dimensiones de B = 1.0 m, b = 0.80, w = 0.30, con una carga de 0.24, con lo cual se tendría un tirante en el canal de 0.54 m. Por lo tanto la altura del canal será de 1.00 m considerando bordo libre.




96

Figura 101. Vertedor de aforo

Visto en planta, para que el canal de aforo descargue en el canal de retorno del laboratorio fue necesaria una deflexión, en la que además se proyectó una transición para pasar del ancho que se consideró del cauce al ancho del canal de aforo.

Figura 102. Canal de aforo.




97

Al terminar la transición se proyectó una compuerta con el fin de regular los tirantes en el cauce. Esta es de tipo abatible y se instaló de tal manera que quedara sobre un muro de 0.50 m de altura. Se simuló en HEC-RAS el flujo en el canal del aforo con el vertedor de aforo y la compuerta completamente abierta.

Figura 103. Canal de aforo en HEC-RAS.

Figura 104. Vertedor de aforo en HEC-RAS.

Figura 105. Compuerta en HEC-RAS.

0 1 2 3 4 5 6 70.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

Canal de retorno Plan: Plan 06 20/01/2015

Main Channel Distance (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

LOB

ROB

Canal Aforo Canal

-0.6 -0.4 -0.2 0.0 0.2 0.4 0.60.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.013

-0.6 -0.4 -0.2 0.0 0.2 0.4 0.60.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.013




98

Resultó una carga sobre el vertedor igual a 24 cm, justamente lo que resultó con las dimensiones que se seleccionaron de la Tabla 31, y aguas arriba de la compuerta resultó un tirante de 70 cm. Para que se tenga una descara libre sobre el canal de aforo sin controlar el tirante en el cauce y dejando un bordo libre de 12 cm, resulta una altura de 82 cm desde la plantilla del canal hasta el lecho del cauce, como se señala en la Figura 106.

Figura 106. Dimensiones en el canal del aforo.

4.3 ESTIMACIÓN DEL TIRANTE EN EL CAUCE DEL RÍO BALUARTE Se realizó una simulación del funcionamiento hidráulico del río Baluarte, tanto con la topografía levantada en 1982 como con la topografía levantada en 2014 por el IMTA. La primera comprende un tramo desde la cortina hasta la confluencia con la cañada sobre la que descargan los vertedores, y la segunda un tramo de 2.2 km desde la cortina hacia aguas abajo. La simulación se realizó con el software HEC-RAS, con ambas topografías se obtuvo un tirante medio de 15 m.

Figura 107. Curvas de nivel digitalizada de plano topográfico de 1982.




99

Figura 108. Esquema en planta en HEC-RAS del río Baluarte, topografía 1982.


Eje

1960

1920

1900

18601820

1780

1740

1700

1660

1620

1580

1540

1500

1460

1380

1340

1240

1160

11401020 960

840780

720680

640600

560520

480440

400360

320280

240200

160120

8040

Ba

lu

ar

t e




100


4.4 CONFIGURACION DEL MODELO (PLANOS) La configuración topográfica sobre la superficie que comprende el modelo se conformó de tres fuentes.

Topografía en la zona de las estructuras, proporcionada por la CONAGUA.

Levantamiento topográfico del cauce del río Baluarte en un tramo de 2.2 km que comprende desde la cortina hacia aguas abajo, realizado por el IMTA.

Topografía en la zona del vaso, obtenida de un modelo digital de elevaciones LIDAR.

Figura 111 Topografía completa de la superficie que comprende el modelo físico.

San

ta M

aría

2300

2240

2160

2080

2000

1920

1800

1620

1500 14

0013

6013

2012

8012

4012

00 1140

1100

1060 1000 960 90

0

880

840

800

760

720

680

640

600

580

540

480

440

400

360

320

260

200

140

8040

Ri oB

a l ua r t e




101

De acuerdo con todo lo anterior expuesto se procedió a realizar los planos del modelo físico para las dos alternativas, con un solo vertedor y con dos vertedores. A lo largo de los canales de descarga se dejó un hueco con el fin de tener acceso para realizar mediciones. Se diseñó el tanque de alimentación con dimensiones suficientes para tranquilizar el flujo, para lo que además se colocó piedra braza.

Figura 112. Plano en planta del modelo físico, alternativa un solo vertedor.

Figura 113. Plano en planta del modelo físico, alternativa dos vertedores.




102

Figura 114. Corte A-A’.

4.5 ADECUACIÓN DEL MODELO FÍSICO EN EL LABORATORIO Se realizó la configuración del modelo físico de la presa Santa María en un espacio aproximado de 15.60 m de ancho x 28.70 m, con una capacidad de 184 litros por segundo. Las principales partes que componen el modelo son:

El tanque de alimentación del flujo, fabricado con muros de mampostería y acabados de mortero y pintura, alimentado por un tubo hidráulico de 12” de diámetro.

Vaso de la presa, conformada por muros de mampostería y la cortina, así como la configuración topográfica del fondo.

Canal de descarga de vertedores en acrílico soportados por estructuras metálicas.

Configuración del cauce en un tramo aproximado de 22 m en modelo, a partir de la ubicación de la cortina hacia aguas abajo.

Canal de aforo, con los dispositivos de medición y compuerta reguladora de nivel. Primeramente se realizó la demolición de tres modelos en el laboratorio de Hidráulica Enzo Levi para liberar el espacio requerido.

Figura 115 Espacio para el modelo Santa María




103

Firme de concreto armado Primeramente se midió y trazó con equipo topográfico el perímetro del modelo, trazando además el espesor de los muros.

Figura 116. Trazo del polígono del modelo

Se realizó el armado para el firme de concreto de 12 cm de espesor con varilla de refuerzo del #4, fy = 4200 kg/cm2 @ 40 cm en ambos sentidos, dejando preparado el refuerzo vertical de los muros.

Figura 117. A Armado para el firme de concreto

Se colocó geomembrana de polietileno de 600 micras para proteger el piso del laboratorio. Para llevar a cabo esta tarea se requirió del uso de la grúa del laboratorio como apoyo para levantar el




104

armado y colocar debajo soportes de madera, para así tener espacio para colocar la geomembrana. Antes de colocar la geomembrana se protegieron las rejillas con hojas de triplay de 3 mm de espesor.

Figura 118. Protección de rejillas y colocación de geomembrana

Se colocó la cimbra para el colado del firme.

Figura 119. Colocación de cimbra.

Se hizo el colado de la losa de 10 cm de espesor utilizando un concreto f´c=250 kg/cm.




105

Figura 120. Colado de concreto para conformar el firme.

Figura 121. Losa de concreto armado terminado y retiro de cimbra.

Muros de block ligero Se fabricaron los muros sobre el perímetro del modelo, a base de mampostería de bloques de concreto aligerado con dimensiones de 0.20 m de ancho, 0.40 m de largo y 0.20 m de peralte, los cuales se unieron entre sí por medio de mortero cemento-arena en proporción 1:5, dejando un espesor entre los blocks de uno y medio centímetros. Las juntas de asiento de los blocks formaron lienzos o hiladas horizontales con una altura hasta de 2.20 m. Las juntas verticales quedarón en translape y a plomo.




106

Figura 122. Levantamiento de muros.

Para evitar húmeda, en la primera hilada se colocó aditivo líquido blanco para juntas frías, marca Ferterbound sobre el firme antes de echar el mortero, sobre el mortero antes de colocar el block y en la mezcla del mortero mismo.

Figura 123 Colocación de aditivo sobre el firme.

Los blocks se colocaron sobre las varillas de refuerzo vertical que se dejaron preparadas desde el firme de concreto armado. Además, se colocaron lienzos o hiladas a cada 0.60 m en forma horizontal, con refuerzo de acero #4, la cavidad en la que se alojó el refuerzo se llenó con concreto f'c=19.61 MPa (200 kg. /cm²).




107

Figura 124. Llenado de la cavidad con concreto fć=19.61 MPa (200 kg/cm2).

Con el fin de contar con mayor resistencia al empuje hidrostático en los muros exteriores de tanque alimentador, pues es la parte en la que se tiene mayor profundidad, se colocó mayor refuerzo vertical con varillas #4 @ 20 cm y para mayor refuerzo horizontal se colocó una cadena de cerramiento sobre la tercer hilada, aproximadamente a un tercio de la altura del muro. Esta cadena se armó con varilla horizontal #4, fý=4200 kg/cm2 y estribos #2 @20 cm, y posteriormente se hizo el colado con concreto con fć=19.61 MPa (200 kg/cm2).

Figura 125. Armado y colado de la cadena de refuerzo en el tanque alimentador.

Aplanado de mortero arena-cemento Se aplicó en los muros de una mezcla mortero cemento – arena, proporción 1:4, adicionando a la mezcla una fibra de polipropileno (Fibrafest) e impermeabilizante asfáltico Comex Top, para proteger de la acción del intemperismo.

Refuerzo

horizontal

Refuerzo vertical




108

Figura 126. Preparación de mortero arena-cemento agregando fibra de polipropileno.

En los aplanados exteriores e interiores que no tendrían contacto con el agua se aplicó un acabado fino. No se aplicó aplanado en las zonas donde se colocó material de relleno.

Figura 127. Aplanad en muros exteriores con acabado fino.

En los aplanados interiores que tendrían contacto con el agua se dejó un acabado pulido, empleando una llana metálica, dejandolo a plomo y a regla con un espesor entre 1 cm, las esquinas interiores como exteriores dequedaron bien pulidas. Se aplicó impermeabilizante antes del acabado fino.




109

Figura 128. Aplanado y acabado pulido en interiores de muros del tanque alimentador.

Emboquillado de mortero arena-cemento, acabado fino Se conformó el emboquillado de 10 cm de peralte como remate de los muros. En la base se colocó malla electro soldada de 20x20 cm. Para el colado de concreto f´c=150 kg/cm se utilizó cimbra sujetada con alambrón. Se dio un acabado fino de espesor entre 1-1.5 cm y se cuidó que las esquinas interiores y exteriores quedaran bien formadas. También se aplicó aditivo Comex Top. El emboquillado sobre los muros que conforman el cauce y canal de aforo se hizo de 15 cm de peralte.

Figura 129. Construcción de emboquillado en remate de muros.

Colocación de chaflán Se realizó remates en las esquinas interiores de las uniones de muros que estarán en contacto con el agua pero no se aplicó en el canal de aforo. Para la colocación del chaflán se preparó una mezcla de mortero cemento-arena-agua, quedando con una dimensión de 5 cm a todo lo largo y en la base. También se hizo la aplicación de aditivos antes mencionados.




110

Figura 130. Colocación de chaflán en esquinas interiores del tanque alimentador y del cauce.

Válvula de desagüe de 3” de diámetro

Se hizo la instalación de tubería y válvula de esfera PVC de 3” de diámetro en el canal de aforo y en el tanque de alimentación para desalojar el agua que se acumule en el mismo una vez realizadas las pruebas.

Figura 131. Colocación de tubería y válvula de desagüe de PVC de 3” en canal de aforo.

Figura 132. Colocación de tubería y válvula de desagüe de PVC de 3” en tanque alimentador.




111

Filtro de grava-arena y drenes de PVC sanitario Sobre el firme de concreto armado se instalaron tubos de PVC, sobre los cuales se colocó grava y arena, para posteriormente cubrir con material de relleno (tepetate), con el objetivo eliminar presiones en los rellenos y agua que por alguna causa hubiera llegado a infiltrarse del firme superior. El tubo de PVC es de 0.0508 m (2”) de diámetro y se colocaron de tal manera que una línea se acoplara de manera perpendicular a otra, mismas que atraviesan los muros para descarga en las rejillas del canal de retorno del laboratorio. Quedaron acopladas a la línea de descarga por tees, excepto la de inicio que es un codo de 90°. Se hicieron pequeñas perforaciones @15 cm en los tubos de PVC para dejar paso al agua y ser drenada. La separación entre las líneas paralelas de los tubos de PVC es de 1.50 m.

Figura 133. Colocación de drenes de PVC sanitario de 2” de diámetro.

Figura 134. Tubos de PVC que descargan a las rejillas del canal de retorno.

Se colocó grava de 0.0127m (½”) sobre los tubos de PVC con un espesor mínimo de 7 cm y sobre la grava se colocó el filtro de arena con un espesor mínimo de 5 cm que incluye tamaños gruesos. La instalación del filtro grava y arena tiene como objetivo retener los residuos del relleno que puedan que puedan obstruir los orificios de los tubos de PVC.

Separación

@ 15 cm

Perforación en

tubos

Separación de 1.50 m.




112

Figura 135. Colocación de filtro grava – arena sobre los tubos de PVC.

Material de relleno compactado Con objeto de tener una superficie uniforme y que ofrezca la consistencia necesaria para sustentar y mantener en su posición en forma estable las estructuras que sobre ella se colocarán, se colocó relleno apisonado con material de tepetate mezclado con material para base hidráulica en proporción 1:1 Se colocó el relleno húmedo de tepetate mezclado con material para base hidráulica en capas de 0.20 m de espesor, que se compactaron con pisón metálico compactador mecánico (bailarina) hasta lograr un grado de compactación del 90% de la compactación Proctor estándar. Se agregó cal sobre las superficies a rellenar y sobre la superficie del material de relleno, para disminuir el exceso de humedad que tenía el tepetate.

Figura 136. Preparación y colocación del material de relleno.

Se hizo el trazo y nivelación para determinar las alturas necesarias del material de relleno, para la colocación de las tarrajas para la configuración topográfica y batimétrica del vaso, así como de las estructura. Las alturas se indicaron con varillas verticales que fueron niveladas.




113

Figura 137. Trazo y nivelación para colocación de relleno.

Figura 138. Colocación de relleno de tepetate húmedo compactado.

Configuración topográfica y batimétrica con tarrajas Terminada la superficie de material de relleno compactado se iniciaron los trabajos para conformar la topografía y batimetría del modelo, mediante tarrajas de MDF de 3 mm de espesor (por sus siglas en inglés Medium Density Fibreboard). Sobre las hojas de MDF se dibujaron secciones con la configuración topográfica para posteriormente ser cortadas con sierra caladora. Se lijó la superficie de la tarraja con lija fina para dar un acabado liso y fiel al trazo original. Una vez cortadas se trataron con sellador para ser expuestas al agua. Elaboradas las tarrajas, se




114

colocaron, nivelaron a plomo y se fijaron con de yeso, con una separación de 20-50 cm, verificando los niveles.

Figura 139. Nivelación a plomo y colocación de tarrajas.

Fabricación de firme de concreto para conformar topografía Para formar la topografía, sobre la superficie de material de relleno compactado se colocó un firme de concreto de 7 cm de espesor, con una resistencia f´c=150 kg/cm2, y una malla hexagonal calibre 20 para refuerzo.

Figura 140. Colocación de firme de concreto reforzado en configuración topográfica.

Se hizo la aplicación de mortero cemento para formar un acabado pulido con el uso de una llana metálica, incorporando a la mezcla un aditivo e impermeabilizante (Comex Top).




115

Figura 141. Acabado pulido en conformación topográfica del modelo físico Santa María.

Adecuación de la cortina Se adecuó la cortina mediante tarrajas de MDF de 3mm de espesor, cortadas conforme la geometría indicada.

Figura 142. Diseño de la cortina en modelo físico.

Figura 143. Trazo y corte en MDF en fabricación de tarrajas para la cortina.




116

Se realizó el trazó y nivelación para indicar la posición de las tarrajas, colocadas con una separación de 50 cm. Se nivelaron a plomo, fijándolas con piedra, yeso y varilla #4 sobre el relleno compactado. Una vez fijas las tarrajas, entre ellas se suministró mampostería de piedra.

Figura 144 Colocación y nivelación de tarrajas de la cortina.

Sobre la estructura de piedra terminada se colocó malla hexagonal de acero calibre 20, para evitar grietas. Se colocó una capa de concreto de f´c=150 kg/cm2 de resistencia, con un espesor de 7cm. Por último se aplicó un acabado pulido de 1 cm de espero con una llana metálica

Figura 145 Firme y acabado de la cortina.

También se aplicó un aditivo e impermeabilizante asfáltico Comex Top líquido blanco sobre el firme de concreto para proteger a la cortina de la acción del intemperismo y humedad.

Separación de 50

cm




117

Figura 146. Aplicación de impermeabilizante y cortina terminada.

Adecuación de los vertedores Para la adecuación de las estructuras de los vertedores se hizo un firme de concreto f´c=150 kg/cm2 para tener una superficie uniforme.

Figura 147. Construcción de firme de concreto para adecuación de vertedores.

Se dibujaron las secciones a escala del modelo de los vertedores para dar forma al cimacio, se trazaron las secciones dibujadas en MDF de 3 mm de espesor y posteriormente fueron cortadas para formar cada tarraja. Se colocaron las tarrajas sobre el firme de concreto construido como base uniforme, nivelando cada una a plomo, sujetadas firmemente con sostenes de yeso y por último se forjó la estructura con mezcla de cemento-arena, con un acabado pulido.




118

Figura 148. Conformación del cimacio de los vertedores.

Figura 149. Acabado pulido en vertedores.

Se hizo el trazo y nivelación para el canal de llamada realizando la configuración topográfica con material de relleno (tepetate húmedo) compactado con un pisón manual; un firme de concreto f´c=150 kg/cm2 y reforzado con una malla de acero calibre 20 sobre la superficie adecuada. Se dará un acabado pulido con mortero cemento de la misma manera que en toda construcción para la conformación topográfica del modelo físico Santa María. No se requirió el uso y formación de tarrajas.




119

Figura 150. Compactación del material de relleno y conformación topográfica en el canal de llamada

de los vertedores.

Figura 151. Conformación topográfica en el canal de llamada de los vertedores.

Para finalizar la construcción y adecuación de la configuración topográfica en modelo se aplicó un sellador de poliuretano Comex en las juntas para resistir la intemperie y evitar daños a las tarrajas de MDF provocadas por el contacto constante con el agua. Y sobre la superficie topográfica terminada del modelo se colocaron varias capas de sellador reforzado de estiren acrílico que es un líquido color blanco con el objetivo de tapar la porosidad de la superficie nueva para resistir la humedad y evitar infiltraciones.




120

Figura 152. Colocación de sellador, sobre la superficie topográfica del modelo.

Figura 153. Configuración topográfica terminada.

Firme de concreto en cauce principal El firme debe quedar completamente horizontal, sin desniveles ni inclinaciones. Por lo que se requirió hacer un relleno con tepetate húmedo compactado de 30 cm de espesor sobre los filtros de grava-arena y drenes de PVC. Se realizó el trazo y nivelación para el firme de concreto de 10 cm de espesor en el cauce principal y aguas debajo de la cortina. Se ocupó un concreto de resistencia f´c=150 kg/cm2, no se hizo refuerzo de acero.




121

Figura 154. Material de relleno compactado, trazo y nivelación para el firme de concreto.

Figura 155. Construcción del firme de concreto en cauce principal y aguas bajo de la cortina.

Para evitar grietas irregulares en el firme de concreto por contracción, se hizo pequeños cortes o ranuras sobre el concreto húmedo con equipo mecánico (cortadora de concreto y asfalto).

Figura 156. Formación de jutas de contracción en concreto húmedo.




122

Paredes convergentes y conducto de descarga de los vertedores Las estructuras diseñadas para dar soporte a las piezas y estructuras de acrílico se fabricaron de acero. Haciendo el trazo y nivelación para fijar la ubicación adecuada de cada estructura en modelo físico Santa María que posteriormente se pintó de color azul.

Figura 157. Trazo y nivelación para fijar las estructuras de acero.

Figura 158. Colación y pintura del soporte de acero en modelo.

Se proporcionó un plano por el IMTA con las características de las piezas para la fabricación en acrílico de 8mm de espesor de las paredes convergentes como el canal de descarga, que posteriormente se trazaron y cortaron. Para reproducir la geometría de las paredes convergentes del salto de esquí y de la rápida del vertedor uno, se calentó en un horno a una temperatura de 170°C el acrílico transparente, apretando con moldes de madera y contramolde hasta dar la forma deseada. Una vez fría se corta y se une entre sí con las otras piezas, con un pegamento apropiado.




123

Figura 159. Salto de esquí formado en moldes y contramoldes de madera.

Terminadas cada una de las piezas que conforman la estructura de acrílico, fueron ensambladas sobre el soporte de acero y niveladas a plomo, de manera que permitan la evaluación de modelo sin que existan fugas en las uniones.

Figura 160. Trazo, corte y montaje de las piezas de acrílico, niveladas a plomo.

Figura 161. Ensamble de piezas y estructuras de acrílico en la sección de control, canal de descarga

y salto de esquí en ambos vertedores del modelo físico Santa María.

Vertedor 2 Vertedor 1




124

Figura 162. Canal de descarga y salto de esquí de acrílico de los dos vertedores terminados.

Vertedor de aforo tipo rehbock Se elaboró el vertedor de pared delgada para aforo, el cual es de sección rectangular y sin contracciones, con una ventilación para el despegue de la lámina de agua. Fabricado en una placa de 6.35 mm (1/4)” de acero y biselada a 45° e instalada en el canal de retorno.

Figura 163. Detalle del vertedor para aforo tipo rehbock.




125

Figura 164. Instalación del vertedor para aforo en modelo físico Santa María.

Toma hidráulica para alimentación de 12” en PVC Se realizó la adecuación hidráulica de alimentación del modelo, partiendo de la red existente en el laboratorio Enzo Levi, se formó una derivación de PVC hidráulico de 12” de diámetro, incluyendo piezas especiales. El montaje de los tubos PVC se llevó a cabo con ayuda de una grúa viajera, haciendo la instalación de la toma hidráulica para alimentación colocada en el tanque alimentador como se indica en los planos.

Figura 165. Detalle de toma hidráulica para alimentación de 12”⌀ en PVC.




126

Figura 166. Instalación y montaje de toma hidráulica para alimentación de 12” en PVC, en el tanque

alimentador del modelo físico Santa María.

Se trazaron y cortaron las bases de acero para fijar los tubos PVC, posteriormente se recubrieron con esmalte epóxido de alto rendimiento color gris para evitar corrosión dada la naturaleza del material.

Figura 167. Construcción y colocación de las bases metálicas para soportar la tubería de PVC.

Por último se hizo un recubrimiento acrílico con pintura para albercas color azul a la tubería PVC que está expuesta al contacto con el agua y un recubrimiento color azul a la tubería exterior del tanque alimentador.

Figura 168. Aplicación de pintura color azul en tubería de PVC de la toma hidráulica para

alimentación.




127

Aplicación de pintura en muros del modelo Superficies expuestas al agua Se hizo un recubrimiento acrílico color azul (pintura para alberca, marca Comex) para pintar muros y pisos interiores que tendrán contacto con el agua; como es tanque alimentador y canal de aforo del modelo (incluyendo vertedor de aforo), para prevenir la formación de alga y hongos de la superficie expuesta a la humedad.

Figura 169. Aplicación de pintura para alberca en canal de aforo.

Aplicación de pintura vinílica en muros En superficies exteriores e interiores de muros que no tendrán contacto con el agua, se aplicó pintura vinílica plástica (Comex Vinimex), de consistencia homogénea sin grumos; con viscosidad necesaria que permitió su fácil aplicación en películas delgadas, firmes y uniformes, sin presentar escurrimientos apreciables. Se aplicó un sellador en todas las superficies a pintar libres de aceites, grasa, polvo y cualquier otra sustancia, antes de colocar o hacer la aplicación de la pintura. Para colorear las superficies exteriores de los muros se utilizaron colores verde y blanco, en superficies interiores se pintó solo de color blanco.




128

Figura 170. Aplicación de pintura vinílica en muros interiores y exteriores.

Figura 171. Avance de la pintura para alberca y vinílica aplicada en superficies de muros del modelo

físico Santa María.

Tranquilizador de piedra braza Se formó un muro con piedra braza sobrepuesta sin juntear con dimensiones de 7m de largo, por 2.56 de ancho y con altura de 0.50 m, para formar un tranquilizador de la corriente del agua en el tanque alimentador del modelo físico una vez terminado, como se indica en el plano.




129

Figura 172. Colocación de piedra braza para formar tranquilizador.

VERTEDOR UNO

VERTEDOR DOS

Figura 173. Obras de Excedencia en modelo físico terminadas




130

Figura 174. Modelo físico Santa María, primera prueba.




131

5. RESULTADOS EXPERIMENTALES

5.1 CALIBRACIÓN DEL VERTEDOR DE AFORO La calibración del vertedor de aforo consiste básicamente en medir diferentes gastos y sus respectivas cargas sobre el vertedor, y a partir de estos datos ajustar una gráfica carga-gastos, con la cual es posible conocer el gasto que transita por los dos vertedores de la presa, y así mismo calibrar estos de manera independiente. Los aforos se realizaron con un medidor de flujo FLOWTRACKER de tres componentes, el cual se muestra en la Figura 175. Para ello el canal se dividió en 5 dovelas de 20 cm como se muestra en la Figura 176, para cada una se tomó la lectura a 0.2h y a 0.8h, siendo la “h” la profundidad, en algunos casos el aparato recomendó realizar una medición adicional a 0.6h. Se iniciaron las mediciones con un gasto pequeño y se fue incrementando, esperando para cada uno que se estabilizara.

Figura 175. FLOWTRACKER




132

Figura 176. Dovelas en el canal de aforo.

En las siguientes fotografías se muestran algunos de los momentos en que se realizaron las mediciones de flujo con el FLOWTRACKER.

Figura 177. Medición de velocidades con el FLOWTRACKER.

Para cada gasto aforado se obtuvo la carga sobre el vertedor mediante un limnimetro, como se observa en la Figura 178.




133

Figura 178. Medición de la carga sobre el vertedor con limnimetro.

Cubierto el rango de gastos necesario, se analizaron los datos obtenidos que se muestran en la Tabla 32, y se procedió al ajuste de la curva H-Q.

Tabla 32. Datos obtenidos para la calibración del vertedor de aforo

H (cm) Q (l/s)

5.14 19.97

6.32 25.43

7.93 35.86

9.04 43.47

10.22 52.23

13.09 76.62

13.65 77.91

15.06 91.14

16.44 107.64

20.08 137.64

22.22 161.41

24.07 186.21

Se obtuvo una curva y ecuación potencial, forma que tiene la fórmula general de los vertedores de pared delgada, con un error mínimo, lo que demuestra un ajuste excelente.




134

Figura 179. Curva de calibración del vertedor de aforo, gastos en modelo.

5.2 EVALUACIÓN DEL FUNCIONAMIENTO HIDRÁULICO DE LOS VERTEDORES 5.2.1 VELOCIDADES EN LOS CANALES DE LLAMADA Se realizó un mallado sobre los canales de llamada para medir velocidades en diferentes puntos, con el fin de conocer el patrón de las velocidades para diferentes gastos, así como estimar la carga de velocidad de aproximación a los cimacios, parámetro necesario para la obtención del coeficiente de descarga. Las velocidades en el canal de llamada se midieron con el FLOWTRACKER. Por el tamaño del modelo fue necesario apoyarse de una jaula controlada con la grúa del laboratorio como se muestra en las Figura 180 y Figura 181.

y = 1.7798x1.4553 R² = 0.9992

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 5 10 15 20 25 30

Q (

l/s)

H (cm)

Datos experimentales Potencial (Datos experimentales)




135

Figura 180. Medición de velocidades en el canal de llamada, vertedor 1.

Figura 181. Medición de velocidades en el canal de llamada, vertedor 2.

En las siguientes figuras se presentan los vectores de las velocidades en los canales de llamada obtenidas para diferentes gastos, donde se puede apreciar la dirección y magnitud de la velocidad del flujo. En ambos vertedores se observa que la velocidad de llegada es mayor por la margen derecha, y es mayor el recorrido por la margen izquierda. Se calculó la velocidad media de llegada y con esta la carga de velocidad con la ecuación 6. Para fines de estimar el coeficiente de descarga para cualquier gasto, especialmente para el gasto de diseño, se obtuvo para cada vertedor una ecuación de ajuste con los datos obtenidos.

Tabla 33. Cálculo de la carga de velocidad, vertedor 1

Qp (m3/s) 1785.19 5330.13 9460.97

V (m/s) 0.9815 2.1912 3.2037

ha (m) 0.0491 0.2447 0.5231




136

Figura 182. Gasto - Carga de velocidad, vertedor 1

Tabla 34. Cálculo de la carga de velocidad, vertedor 2

Qp (m3/s) 1585.21 3901.55 6747.03

V (m/s) 0.8514 1.8639 2.7936

ha (m) 0.0369 0.1771 0.4263

Figura 183 Gasto - Carga de velocidad, vertedor 1

y = 1.591E-09x2 + 4.386E-05x - 3.427E-02 R² = 1.000E+00

0.00

0.10

0.20

0.30

0.40

0.50

0.60

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 10000

Q (

m3

/s)

H (m)

y = 5.248E-09x2 + 3.170E-05x - 2.649E-02 R² = 1.00

0.00

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0.30

0.35

0.40

0.45

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000

ha

(m)

Q (m3/s)




137

5.2.2 CALIBRACIÓN DE LOS VERTEDORES DE LA PRESA Se procedió a calibrar los vertedores de la presa con los gastos medidos en el vertedor de aforo y las cargas sobre los vertedores, sin considerar la carga de velocidad. Se realizó la regresión primeramente con los gastos en las abscisas y las cargas en las ordenadas, con el fin de obtener los valores de las cargas ajustadas a la curva y con estas estimar los coeficientes de descarga. Y finalmente, con los datos ajustados se obtuvo la curva ho-Q para cada vertedor.

Tabla 35. Calibración del vertedor 1

Modelo Prototipo

ho (cm) Qm (l/s) ho (m) Qp (m3/s)

2.58 11.34 2.48 1024.11

3.08 19.77 2.96 1785.19

4.88 42.02 4.68 3794.17

5.98 59.03 5.74 5330.13

6.88 74.64 6.60 6739.50

7.53 90.99 7.23 8215.96

8.13 104.77 7.80 9460.97

Figura 184. Gasto - Carga sobre el vertedor 1

y = 0.056x0.539 R² = 0.993

1

2

3

4

5

6

7

8

9

0 2000 4000 6000 8000 10000

ho (

m)

Q (m3/s)




138

Figura 185. Carga sobre el vertedor 1 - Gasto


Modelo Prototipo

ho (cm) Qm (l/s) ho (cm) Qm (l/s)

3.08 12.61 2.96 1138.75

3.68 17.56 3.53 1585.21

4.28 26.22 4.11 2367.70

4.58 27.55 4.40 2488.01

5.28 34.25 5.07 3093.05

5.28 35.63 5.07 3217.71

6.08 43.21 5.84 3901.55

6.28 46.12 6.03 4164.35

7.08 53.46 6.80 4827.28

7.18 56.57 6.89 5107.79

7.58 61.76 7.28 5576.69

7.78 67.09 7.47 6058.27

8.38 74.72 8.04 6747.03

8.58 75.55 8.24 6822.46

y = 210.171x1.856 R² = 1.00

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

9000

10000

1 2 3 4 5 6 7 8 9

Q (

m3 /

s)

ho (m)




139

Figura 186. Gasto - Carga sobre el vertedor 2

Figura 187. Carga sobre el vertedor 2 - Gasto

Para obtener la curva para gastos totales de descarga, es decir, la suma de los gastos por ambos vertedores, se sumaron las ecuaciones de las Figura 185y Figura 187, obteniendo la ecuación o ley de descarga que se muestra en la Figura 188.

y = 0.0472x0.5826 R² = 0.9936

2

3

4

5

6

7

8

9

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000

H m

ed

ido

(m

)

Q (m3/s)

y = 188.95x1.7164 R² = 1

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

2 3 4 5 6 7 8 9

Q (

m3

/s)

H calculado (m)




140

Figura 188. Carga sobre los vertedores - Gasto

5.2.3 OBTENCIÓN DEL COEFICIENTE DE DESCARGA

El coeficiente de descarga se obtiene despejando “C” de la ecuación 3, donde la 𝐻𝑒 se obtiene de la ecuación 4:

𝐶 =𝑄

𝐿 𝐻𝑒3/2

Tabla 37 Calibración del vertedor 1

Q (m3/s) ho (m) ha (m) He (m) C

1024.11 2.347 0.012 2.36 1.378

1785.19 3.167 0.049 3.22 1.510

3794.17 4.754 0.155 4.91 1.702

5330.13 5.710 0.245 5.95 1.790

6739.50 6.479 0.334 6.81 1.849

8215.96 7.209 0.433 7.64 1.897

9460.97 7.778 0.523 8.30 1.930

9967.846 8.000 0.561 8.56 1.941

Para ho = 8.00 m, es decir, cuando se presenta el NAME, el coeficiente de descarga es C=1.941 y el gasto de Q = 9967.846 m3/s.

y = 399.19x1.7937 R² = 1

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

18000

0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 5.0 6.0 7.0 8.0 9.0

Q (

m3/s

)

ho (m)




141


Q (m3/s) ho (m) ha (m) He (m) C

1138.75 2.848 0.016 2.86 1.678

1585.21 3.453 0.037 3.49 1.737

2367.70 4.362 0.078 4.44 1.808

2488.01 4.490 0.085 4.57 1.816

3093.05 5.097 0.122 5.22 1.853

3217.71 5.216 0.130 5.35 1.860

3901.55 5.836 0.177 6.01 1.890

4164.35 6.062 0.197 6.26 1.900

4827.28 6.606 0.249 6.86 1.921

5107.79 6.827 0.272 7.10 1.929

5576.69 7.186 0.313 7.50 1.940

6058.27 7.541 0.358 7.90 1.949

6747.03 8.029 0.398 8.43 1.970

6822.46 8.082 0.434 8.52 1.961

6704.79 8.000 0.422 8.42 1.960 Para ho = 8.00 m, es decir, cuando se presenta el NAME, el coeficiente de descarga es C=1.96 y el gasto de Q = 6705.18 m3/s. 5.2.4 VELOCIDADES EN LOS CANALES DE DESCARGA Para la medición de velocidades se utilizó el tubo de Pitot, el cual está constituido por dos tubos

que detectan la presión en dos puntos distintos de la tubería, formando un dispositivo único. Uno

de los tubos mide la presión del impacto (presión dinámica más presión estática), el otro mide

únicamente la presión estática, mediante un orificio practicado en la pared de la conducción. La

unidad para medir la presión de impacto es un tubo con el extremo doblado en ángulo recto hacia

la dirección del flujo. El extremo del tubo que mide la presión estática es cerrado pero tiene una

pequeña ranura en un costado. Los tubos se pueden montar separados o en una sola unidad. En

la figura siguiente se muestra el esquema de un tubo Pitot:

La presión diferencial medida a través del tubo Pitot puede calcularse utilizando la ecuación de

Bernoulli y resulta ser proporcional al cuadrado de la velocidad del flujo.

𝐕 = √𝟐𝐠∆𝐡 Ec. 15




142

Figura 189. Tubo Pitot

Calibración tubo Pitot

Se midieron velocidades con el tubo Pitot y con un medidor de velocidad de funcionamiento acústico

llamado Flowtracker 3D, en los mismos puntos del canal y para diferentes gastos. Se compararon los

resultados obtenidos con ambos dispositivos y se obtuvo el coeficiente de corrección del tubo Pitot en

función de los resultados del Flowtracker.

Tabla 39. Calibración del tubo Pitot.

TUBOS PITOT FlowTracker

No. Prueba.

∆h (cm)

No. Prueba.

V (m/s)

V=1.055(Vtp)

V (m/s) V (m/s) V

(m/s) V (m/s) V (m/s) V (m/s)

1 20.50 2.00552 1 2.090 0.08448 1.0421 2.1159 2.1159000 0.0259000

2 21.70 2.06338 2 2.192 0.12862 1.0623 2.1769 2.1769481 -

0.0150519

3 22.10 2.08231 3 2.187 0.10469 1.0503 2.1969 2.1969205 0.0099205

4 22.50 2.10107 4 2.251 0.14993 1.0714 2.2167 2.2167129 -

0.0342871

5 23.50 2.14725 5 2.271 0.12375 1.0576 2.2654 2.2654377 -

0.0055623

6 40.50 2.81888 6 2.950 0.13112 1.0465 2.9740 2.9740325 0.0240325

2.20307

Fact. Correc.

1.0550

2.3243253

𝑉 = √2𝑔∆ℎ 𝑉 = 𝑉𝑓𝑡 − 𝑉𝑡𝑝

𝑉 =𝑉𝑓𝑡

𝑉𝑡𝑝 𝑉 = 1.055√2𝑔∆ℎ

𝑉 = 𝑉𝑓𝑐 − 𝑉𝑓𝑡




143

Figura 190. Calibración del tubo Pitot

Medición de las velocidades en los canales de descarga Se midieron velocidades en los canales de descarga de ambos vertedores en tres puntos de cada sección.

Figura 191. Puntos en los que se midieron velocidaes, vertedor 1.

Los resultados que se obtuvieron con respecto al tubo pitot son los siguientes.

1.50

1.70

1.90

2.10

2.30

2.50

2.70

2.90

3.10

0 1 2 3 4 5 6 7

Velo

cid

ad

(m

/s)

No. de medición

Tubos Pitot FlowTracker




144

Tabla 40. Velocidades medidas en el vertedor 1, con un gasto de 9200 m3/seg en prototipo.

Cadenamiento No.

Medición

V V media

(m/s)

127.25

1 11.400

12.38 2 14.263

3 11.482

196.24

4 20.310

21.33 5 22.551

6 21.128

229.57

7 24.203

24.82 8 25.528

9 24.742

318.8

10 21.873

22.64 11 22.551

12 23.492

434.98

13 21.217

22.35 14 23.250

15 22.593

480.75

16 20.402

20.79 17 21.743

18 20.217

Figura 192. Puntos en los que se midieron velocidaes, vertedor 2.

Tabla 41. Velocidades medidas en el vertedor 2, con un gasto de 9200 m

3/seg en prototipo.

Cadenamiento No.

Medición

V V media

(m/s)

81.15

1 15.5271

11.35 2 11.8060

3 6.7234

124.78 4 11.0648

12.40 5 15.4053




145

Cadenamiento No.

Medición

V V media

(m/s)

6 10.7189

204.8

7 14.1299

15.58 8 17.1414

9 15.4663

246.48

10 15.4663

16.39 11 17.5218

12 16.1805

316.44

13 16.7243

17.50 14 18.3103

15 17.4680

En la siguientes tablas e comparan las velocidades obtenidas con el tubo pitot y las obtenidas con la simulación en HEC-RAS, donde se observa que las velocidades son del mismo orden de magnitud. Tabla 42. Comparación de velocidades obtenidas con tubo Pitot y HEC-RAS, en el vertedor 1, para un

Q= 9200 m3/s.

Cadenamiento V

Hec-Ras

V Tubo pitot

127.25 12.14 12.38

196.24 22.82 21.32

229.57 26.82 24.82

318.8 26.96 22.63

434.98 27.16 22.35

Tabla 43. Comparación de velocidades obtenidas con tubo Pitot y HEC-RAS, en el vertedor 2, para un Q=6779 m

3/s.

Cadenamiento V

Hec-Ras

V Tubo-Pitot

81.15 9.84 11.35

124.78 14.39 12.39

204.8 17.57 15.57

246.48 18.79 16.38

316.44 20.57 17.50




146

5.2.5 OBSERVACIONES AL FUNCIONAMIENTO DE LOS VERTEDORES

VERTEDOR 1 Canal de llamada La velocidad de llegada es mayor por la margen derecha y el flujo por la margen izquierda es muy lento.

Figura 193. Flujo en el canal de llamada, margen derecha.

Figura 194. Flujo en el canal de llamada, margen izquierda.

El muro de encauzamiento por margen derecha provoca separación del flujo.

Margen derecha

Margen izquierda




147

Figura 195. Muro de encauzamiento en margen derecha, en planta.

Figura 196. Muro de encauzamiento en margen derecha.

Cimacio El cimacio termina con una curva prolongada que ocasiona la aceleración del flujo en el colchón.

Muro de

encauzamiento

Muro de

encauzamiento




148

Figura 197. Curva al terminar el cimacio.

Colchón y sección de control

La sección de control está muy cerca del cimacio, no dejando que se forme el salto hidráulico y es asimétrico porque la velocidad es mayor por la margen derecha.

Figura 198. Ubicación de la sección de control.

Canal de descarga El ancho de proyecto del canal d descarga se considera sobrado en proporción con la longitud de la cresta del vertedor, comparando con vertedores tipo abanico de otras presas.

Curva al terminar

el cimacio




149

Figura 199. Ancho de cana de descarga.

Realizado el tránsito de la avenida con la velocidad de llegada medida y el coeficiente de descarga obtenido, resulta que el nivel máximo dl agua rebasa el NAME=196.5 msnm.

Figura 200 Tránsito de la avenida.

VERTEDOR 2

Canal de llamada El flujo de aproximación es asimétrico porque la velocidad de llegada es mayor por la margen derecha.

Ancho del canal




150

Figura 201. Flujo en el canal de llamada.

Figura 202. Mayor velocidad por la margen derecha.

El dique de cierre por la margen derecha del vertedor debe seguir el perímetro del canal de llamada.

lu o de

apro imación

Margen

derecha




151

Figura 203. Dique de cierre.

Cimacio El cimacio termina con una curva prolongada que ocasiona la aceleración del flujo en el colchón.

Figura 204. Curva vertical al terminar el cimacio.

Colchón y sección de control Se incrementa el tirante en la parte central del colchón, no formándose el salto hidráulico de manera uniforme, debido a que es escaso el ancho (perpendicular al eje del vertedor) del colchón.

Dique de

cierre

Propuesta del

dique de cierre

Curva al terminar el cimacio




152

Figura 205. Sección del Colchón

Figura 206. Salto hidráulico mal formado.

Canal de descarga El ancho de proyecto del canal de descarga se considera sobrado en proporción con la longitud de la cresta del vertedor, comparando con vertedores tipo abanico de otras presas.

Colchón

Colchón




153

Figura 207. Ancho del canal de descarga del vertedor 2.

Cubeta de lanzamiento El chorro no despega en la estructura terminal, por lo que se requiere modificar la geometría de la cubeta de lanzamiento o salto de aquí.

Figura 208. Cubetas de lanzamiento.

quí

Vertedor 1

quí

Vertedor 2




154

5.3 MODIFICACIONES A LA GEOMETRÍA VERTEDOR 1 1. Modificar la geometría del canal de llamada, reduciendo su longitud por la margen

izquierda.

Figura 209. Ensayos en el canal de llamda, margen izquierda.

Figura 210. Modificación del canal de llamada por la margen izquierda.

Canal de llamada

propuesto




155

2. Modificar la geometría del muro de encauzamiento por la margen derecha.

Figura 211. Modificación del muro de encauzamiento.

3. Modificar la geometría del cimacio.

La altura del colchón a la cresta del vertedor baja 0.50 m, para cumplir con la tolerancia de la sumergencia.

El radio de la curva al terminar el cimacio se reduce de 9.25 m a 1.00 m.

El paramento aguas arriba se recorre 0.51 m hacia la cresta.

Figura 212. Cimacio modificado.




156

4. Incrementar la longitud del vertedor. Se incrementó la longitud del vertedor de 205 m a 212 m.

5. Modificar la geometría del abanico. Se amplió el ancho del colchón.

6. Reubicar la sección de control hacia aguas abajo.

Con la modificación del abanico y la reducción del canal de descarga también se incrementó la longitud de la transición, con lo que la sección de control se recorre hacia aguas abajo para que quede en 1/3 de la transición.

Figura 213. Modificación de la geometría del cimacio y el colchón

7. Reducir el ancho del canal. Se redujo el ancho del canal de descarga del vertedor de 87.00

m a 70.00 m.




157

Figura 214. Reducción del ancho del canal de descarga.

8. Modificación del perfil del canal de descarga.

En el primer tramo aguas abajo de la sección de control se bajó la pendiente de S=0.06 a S=0.01 y se redujo la longitud de 95 m a 59 m. En el siguiente tramo se bajó la pendiente de S=0.652 a S=0.3196 y se incrementó la longitud de 42 m a 96.3 m.

Figura 215 Modificación del perfil del canal de descarga

Derivado de las observaciones y las alternativas de solución se propone la siguiente geometría para el vertedor 1.




158

Figura 216. Geometría modificada del vertedor 1.

Se realizaron las modificaciones del vertedor 1 en el modelo físico, tal como se observa en las siguientes fotografías.

23.56°

25.3

3°

43.24°

76.52°57.73

62.4

164.04

70

91.7

32

05

76.5

9

43.77

25.22°

39.2

8

105.64

58.19

34.2

6°

70.7

1

108.87

67.3

8°

192.0

3

106.37°

31.4

5

39.4

3

45.4

5

29.73°




159

Figura 217. Adecuaciones en el canal de llamada.

Figura 218. Modificaciones en el cimacio y colchón.




160

Figura 219. Modificaciones en el vertedor 1.

VERTEDOR 2 1. Modificar la gometría del canal de llamada, reduciendo su longitud por la margen izquierda.

Figura 220. Ensayos reduciendo longitud del canal de llamada por la margen izquierda.




161

Figura 221. Canal de llamada modificado.

2. Modificar la geometría del muro de cierre por la margen derecha.

El talud del canal de llamada por la margen derecha se sobre elevó hasta la cota de la corona en la parte contigua al cimacio para que sirva como muro de cierre.

Figura 222. Muro de encauzamiento y cierre en el canal de llamada.

3. Alternativas de solución con respecto al vertedor 2.

Canal de llamada propuesto

Margen izquierda

Muro propuesto




162

Modificar la geometría del cimacio.

El radio de la curva al terminar el cimacio se reduce de 9.25 m a 1.00 m.

El paramento aguas arriba se recorre 0.53 m hacia la cresta.

Figura 223. Perfil del cimacio, vertedor 2.

4. Incrementar la longitud del vertedor. Se incrementó la longitud del vertedor de 140 m a 143 m. 5. Modificar la geometría del abanico. Se amplió el ancho del conchón.

6. Reubicar la sección de control. Con la modificación del abanico y la reducción del canal de descarga también se modificó la longitud de la transición, por lo que también se reubicó la sección de control quedando en 1/3 de la transición.




163

Figura 224. Modificación del cimacio y colchón, vertedor 2.

7. Reducir el ancho del canal de descarga. Se redujo el ancho del canal de descarga del vertedor de 59.00 m a 50.00 m.

65.38

45.60

59.95

20.16

50.0059.00

75.95

72.76

99.39113.18

31.59

55.34

39.29

57.71




164

Figura 225. Reducción del ancho del canal.

8. Modificación del perfil del canal de descarga. Dado que se recorrió la sección de control hacia aguas arriba y se modificó la cubeta de lanzamiento, también se modificó la pendiente del canal de S=0.06 a S=0.0564.

Figura 226. Perfil modificado, vertedor 2.

9. Modificar la geometría de la cubeta de lanzamiento o salto de squí. Se bajó el labio de la cubeta de lanzamiento y se redujo su longitud.

Figura 227. Salto de Squi propuesto para el vertedor 2.

Derivado de las observaciones y las alternativas de solución se propone la siguiente geometría para el vertedor 2.

59.0050.00

Squí propuesto




165

Figura 228. Geometría modificada del vertedor 2.

Se realizaron las modificaciones del vertedor 2 en el modelo físico, tal como se observa en las siguientes fotografías.

73.97°

17.74°

136.25

45.42

55.2

7

30.96

46.6

4°

43.06°

16.94°

36.83°24.8

5°

67.55

58.5

167.8

9

148.91

103.6

3

51.31°




166

Figura 229. Adecuaciones en el canal de llamada del vertedor 2

Figura 230. Abanico Modificado, vertedor 2




167

Figura 231. Canal de descarga modificado, vertedor 2.

5.3.1 EVALUACIÓN DE LA PROPUESTA MODIFICADA VERTEDOR 1 Con las modificaciones realizadas en el canal de llamada se logró generar un flujo de aproximación uniforme, con lo que se presenta un funcionamiento hidráulico en el cimacio y colchón simétrico y por ende también es simétrico en el canal de descarga.

Figura 232. Funcionamiento simétrico en el vertedor 1.




168

El salto hidráulico se forma aún para gastos con periodos de retorno entre 2 y 5 años, vertiendo por los dos vertedores.

Figura 233. Salo hidráulico bien formado en el vertedor 1.

Cuando el vertedor funciona al NAME no se ahoga, por lo tanto también funciona para la carga máxima probable.

Figura 234. Vertedor 1 funcionando al NAME.

Se midió del gasto y la velocidad de despegue en la cubeta de lanzamiento o salto de aquí. Q = 1970.53 m3/s y la velocidad en el labio de la cubeta 16.83 m/s.




169

Figura 235. Despegue del chorro en la cubeta de lanzamiento del vertedor 1.

VERTEDOR 2 Con las modificaciones realizadas en el canal de llamada se logró generar un flujo de aproximación uniforme, con lo que se presenta un funcionamiento hidráulico en el cimacio y colchón simétrico y por ende también es simétrico en el canal de descarga. Para gastos con periodos de retorno debajo de 100 años, aún con las modificaciones realizadas no se formó el salto hidráulico.

Figura 236. Vertedor funcionando para un gasto de 1,700 m

3/s aprox.

Por lo que se procedió a realizar ensayos combinando las siguientes condiciones: - Recorriendo la sección de control hacia aguas abajo, - Bajando la pendiente aguas abajo de la sección de control. - Subiendo la elevación del colchón.




170

Figura 237. Ensayos en el vertedor 2, para un gasto de 1,500 m

3/s aprox.

La opción con la que funcionó mejor el vertedor para gastos pequeños fue recorriendo la sección de control hacia aguas abajo hasta donde termina la transición y sobre elevando el colchón 1.00 m, con lo que se incrementa la pendiente aguas abajo de S = 0.06 a S = 0.0654.

Figura 238. Segunda modificación del perfil del canal de descarga del vertedor 2.

Con la modificación del perfil, cuando funciona al NAME no se ahoga, por lo tanto funciona correctamente para la carga máxima probable.

s=0.0654




171

Figura 239. Vertedor 2 con la segunda modificación funcionando al NAME.

Se midió del gasto y la velocidad de despegue en la cubeta de lanzamiento o salto de squí. Q = 1497.24 m3/s y la velocidad en el labio de la cubeta 14.33 m/s.

Figura 240. Despegue del chorro en la cubeta de lanzamiento del vertedor 1.




172

6. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES




173

REFERENCIAS




174

ANEXOS

PLANO GENERAL DEL MODELO

PLANO DE LA OBRA DE EXCEDENCIA EN PROTOTIPO

PLANO DE TOPOGRAFÍA DEL CAUCE

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