Puente Quebrada Padre José

IMNSA Ingenieros Consultores S.A

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

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

RUTA SIXAOLA-GANDOCA

TALAMANCA, PROVINCIA DE LIMÓN

INFORME FINAL

REV. 1

Ing. José Pablo Porras Velásquez

Ing. Alberto Serrano Pacheco Consultores en Ingeniería Hidráulica e Hidrología

San José, Costa Rica Abril 2013

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

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

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PREFACIO

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

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

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

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

IC-9300

Ing. Alberto Serrano Pacheco Cédula 2-0514-0061

IC-10772

En la portada: Puente actual sobre la quebrada Padre José, Talamanca, Provincia de Limón.

CONTROL DE CAMBIOS

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

0 Primera entrega Informe Final 2 de abril de 2013 J. P. Porras, A. Serrano

No. Revisión

Descripción Fecha Elaborado por



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CONTENIDO

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

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

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

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

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

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

2.3.1. Delimitación de la cuenca y caracterización morfométrica .................................................................... 6 2.3.2. Uso y cobertura del suelo ...................................................................................................................... 11 2.3.3. Geología y geomorfología ...................................................................................................................... 12 2.3.4. Zonas de Vida........................................................................................................................................ 14

2.4. CARACTERIZACIÓN CLIMÁTICA REGIONAL ................................................................................................. 14 2.4.1. Clima ..................................................................................................................................................... 14 2.4.2. Precipitación media .............................................................................................................................. 15 2.4.3. Intensidades de precipitación ............................................................................................................... 16

3 ESTIMACIÓN DE CAUDALES DE DISEÑO ......................................................................... 18

3.1. ESTIMACIÓN DE CAUDALES DE DISEÑO POR MODELADO PRECIPITACIÓN-ESCORRENTÍA.................................... 18 3.1.1. Estimación de tormentas de diseño...................................................................................................... 19 3.1.2. Modelo de abstracciones de la precipitación ....................................................................................... 20 3.1.3. Modelo de transformación precipitación-escorrentía ........................................................................... 22 3.1.4. Resultados del modelo HEC-HMS ......................................................................................................... 24

4 ESTIMACIÓN DE NIVELES DE CRECIENTE EN EL SITIO DEL PUENTE ................................ 26

4.1. METODOLOGÍA DEL ANÁLISIS HIDRÁULICO ............................................................................................... 26 4.1.1. Modelación hidráulica en HEC-RAS ...................................................................................................... 26 4.1.2. Estimación del coeficiente n de Manning ............................................................................................. 27

4.2. RESULTADOS DEL ANÁLISIS HIDRÁULICO ................................................................................................. 31 4.2.1. Modelo en HEC-RAS .............................................................................................................................. 31 4.2.2. Niveles de agua en el sitio del puente para los caudales de diseño .................................................... 38 4.2.3. Curvas de descarga de la quebrada Padre José en el sitio del puente................................................. 42

5 ESTIMACIÓN DE SOCAVACIÓN POTENCIAL ..................................................................... 43

5.1. METODOLOGÍAS DE CÁLCULO DE SOCAVACIÓN EN PUENTES ....................................................................... 43



iii

5.1.1. Socavación en materiales granulares aluviales .................................................................................... 43 5.1.2. Degradación o agradación de largo plazo............................................................................................. 44 5.1.3. Socavación general (por contracción)................................................................................................... 45 5.1.4. Socavación local ................................................................................................................................... 46

5.2. RESULTADOS DEL CÁLCULO DEL POTENCIAL HIDRÁULICO DE SOCAVACIÓN .................................................... 48

6 CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES ........................................................................ 50

7 REFERENCIAS .............................................................................................................. 52

ANEXOS .............................................................................................................................. 54



1

1 INTRODUCCIÓN

El presente es un Informe con los resultados del Estudio Hidrológico e Hidráulico para el diseño del puente sobre la quebrada Padre José, ubicado sobre la carretera Sixaola-Gandoca en el distrito de Sixaola, cantón de Talamanca, provincia de Limón.

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

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

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

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

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

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

• Para el análisis hidrológico se aplicó el modelado precipitación-escorrentía empleando el programa HEC-HMS. Se derivaron tormentas de diseño para diferentes períodos de retorno con base en la información de precipitación disponible en el área de estudio (curvas de intensidad de lluvia de la estación Limón). La caracterización morfológica de la cuenca así como sus condiciones actuales fueron la base para definir los parámetros de los modelos de abstracciones y de transformación que utiliza el programa HEC-HMS. Como resultado de la aplicación del modelo a la cuenca de la quebrada Padre José se obtuvieron hidrogramas de crecientes y sus respectivos caudales pico para los diferentes períodos de retorno.

• El análisis hidráulico del tramo de estudio en la quebrada Padre José se realizó mediante la aplicación del modelo unidimensional HEC-RAS. Para esto se utilizaron secciones transversales



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derivadas del levantamiento topográfico del sitio, así como el levantamiento del puente existente y la propuesta geométrica para la nueva estructura, de acuerdo con los requerimientos del MOPT. Se realizaron simulaciones a régimen permanente con el fin de determinar los niveles de la quebrada en las diferentes secciones transversales para los diferentes caudales de diseño obtenidos por medio del análisis hidrológico. Como resultado de las simulaciones se obtuvieron, para cada sección y para cada caudal de diseño, parámetros hidráulicos tales como velocidad del flujo, profundidad, elevación del nivel del agua, elevación del nivel de energía y número de Froude, entre otras variables usuales en un modelo de este tipo.

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

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



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2 CARACTERIZACIÓN DEL ÁREA DE ESTUDIO

2.1. UBICACIÓN DEL SITIO DEL PUENTE

La quebrada Padre José se ubica al este de la provincia de Limón, en el distrito de Sixaola de Talamanca (Fig. 2.1 y Fig. 2.2). Es un pequeño curso fluvial afluente de la quebrada Padre José y del río Sixaola. El punto del puente se ubica a aproximadamente 1,7 km de la comunidad de Virginia sobre la ruta vecinal 7-04-02-00203 que comunica Sixaola con Gandoca. Se ubica a su vez unos 150 m al noreste del paso sobre la quebrada Padre José. La quebrada discurre en dirección oeste a este sobre una planicie bastante llana. A partir del punto mostrado en la figura se delimitó la cuenca de la quebrada Padre José.

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

Sitio del puente sobre la quebrada

Padre José, Talamanca, Limón



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Fig. 2.2 Quebrada Padre José sobre el camino vecinal 7-04-02-00203 (Talamanca, Limón) Fuente: Google Earth, 2010

2.2. CARACTERÍSTICAS DE LA QUEBRADA PADRE JOSÉ EN EL SITIO DEL PUENTE

El puente actual sobre la quebrada Padre José es una estructura muy antigua, que presenta una estructura de madera como superestructura (Fig. 2.3). El paso se ubica a un nivel muy bajo con respecto a la quebrada y cuenta con una luz bastante corta, con aparente capacidad hidráulica reducida (Fig. 2.4).

El cauce de la quebrada es muy sinuoso y cubierto de vegetación, lo que claramente genera una resistencia importante al flujo, tanto durante caudales bajos como durante crecientes (Fig. 2.5). Según reportes de los vecinos, este puente es sobrepasado con frecuencia, ya que las inundaciones del sector llegan a cubrir las planicies y la calle.

La quebrada Padre José es un afluente de la quebrada Quiebra Caña. Su confluencia se da unos 600 m aguas abajo del sitio del puente. Debido a los dragados de esta última, el efecto de remanso sobre la Padre José se reduce, aunque siempre la Padre José constituye un control hidráulico aguas abajo.

Sitio del puente sobre la quebrada

Padre José, Talamanca, Limón



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Fig. 2.3 Puente actual sobre la quebrada Padre José (Talamanca, Limón)

Fig. 2.4 Puente actual sobre la quebrada Padre José (Talamanca, Limón)



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Fig. 2.5 Quebrada Padre José aguas arriba del sitio del puente (Talamanca, Limón)

2.3. CARACTERIZACIÓN DE LA CUENCA DE LA QUEBRADA PADRE JOSÉ

2.3.1. Delimitación de la cuenca y caracterización morfométrica

Con base en la cartografía 1:50 000 del Instituto Geográfico Nacional (hoja Sixaola), se procedió a trazar la divisoria de aguas de la cuenca hidrográfica de la quebrada Padre José, definida en el sitio del puente (Fig. 2.6).

Una vez delimitada la cuenca, se procedió a calcular sus características morfológicas (parámetros geométricos, hipsométricos, del cauce principal y de la red de drenaje), tal como se muestra en el Cuadro 2.1.



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Fig. 2.6 Delimitación de la cuenca de la quebrada Padre José (Fuente: Hoja cartográfica Sixaola, a escala 1:50 000, IGN, 1988)



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

Característica Valor Área de drenaje (km2) 3,29 Perímetro (km) 9,42 Índice de compacidad de Gravelius 1,45 Pendiente media de la cuenca (%) 0,86 Elevación media de la cuenca (msnm) 14,53 Elevación máxima de la cuenca (msnm) 59,80 Elevación mínima de la cuenca (msnm) 10 Longitud del cauce principal (km) 2,32 Elevación máxima del cauce (msnm) 20 Elevación mínima del cauce (msnm) 10 Pendiente media del cauce principal (%) 0,43 Número de orden de la cuenca 1

La cuenca tiene un área de drenaje de 3,29 km2, y tiene una forma moderadamente alargada (índice de Gravelius de 1,45), con una longitud en su eje mayor de 3,49 km y un ancho promedio de 3,08 km.

La longitud del cauce principal de la quebrada Padre José (cauce más largo) es 2,32 km y salva una diferencia de elevación de 10 m. Es importante mencionar, que la longitud del cauce principal fue estimada de acuerdo a la información obtenida de Google Earth, debido a que en la hoja cartográfica Sixaola, a escala 1:50 000, no se identifica ningún cauce.

Se construyó un modelo de elevación digital a partir de las curvas de nivel de la cartografía disponible (Fig. 2.7), el cual muestra la variación de elevaciones en la cuenca y permite ver la topografía predominantemente plana de la misma. La pendiente media de la cuenca se estimó en un 0,43% obtenido mediante el mapa de pendientes de la cuenca (Fig. 2.8). Como se puede apreciar de la figura, las pendientes más fuertes se presentan en la parte alta de la cuenca, con valores menores al 20%. En la parte baja de la cuenca de la quebrada se presentan pendientes del orden de 1%.



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Fig. 2.7 Modelo de elevación digital de la quebrada Padre José (Fuente: Hoja cartográfica Sixaola, a escala 1:50 000, IGN, 1988)



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Fig. 2.8 Mapa de pendientes de la quebrada Padre José (Fuente: Hoja cartográfica Sixaola, a escala 1:50 000, IGN, 1988)



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2.3.2. Uso y cobertura del suelo

Para realizar una caracterización del uso y cobertura actuales de la cuenca de la quebrada Padre José se recurrió a la base de datos del Instituto Tecnológico de Costa Rica para la cobertura del suelo del año 2005. En la Fig. 2.9 se muestra el mapa de cobertura de la cuenca de la quebrada. Con base en el análisis de esta imagen se realizó una clasificación de grandes grupos de coberturas del suelo para determinar los porcentajes para la cuenca tal como se muestra en el Cuadro 2.2.

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



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Cuadro 2.2. Coberturas de suelo predominantes en la cuenca de la quebrada Padre José

Cobertura del suelo Área

Bosque secundario Área (km2) 0,01

% Área 0,30%

Forestal Área (km2) 2,63

% Área 79,94%

No forestal (pastos) Área (km2) 0,33

% Área 10,03%

Plantaciones forestales Área (km2) 0,32

% Área 9,73%

Totales Área (km2) 3,29

% Área 100%

El mapeo y cuantificación de coberturas de suelo mostró que la cuenca de la quebrada Padre José presenta en su parte media una importante área de cobertura boscosa, con pequeñas zonas de bosques secundarios. Cerca de un 80% del área de la cuenca presenta una cobertura forestal (boscosa). En las partes bajas se presenta una gran zona dedicada a las plantaciones forestales, que representan casi un 10% del área total de la cuenca. La cuenca de la quebrada Padre José no presenta un uso urbano significativo.

2.3.3. Geología y geomorfología

De acuerdo con la información temática disponible en el Atlas Digital de Costa Rica (ITCR, 2008) la zona de estudio presenta una formación geológica que corresponde a depósitos aluviales y coluviales. Dicha formación geológica abarca la totalidad de la cuenca de la quebrada Padre José. Geomorfológicamente, encontramos dos formaciones en la cuenca de la quebrada Padre José (Fig. 2.10), a saber: Cordillera de Talamanca y Valle del río Sixaola. El Valle del río Sixaola representa el mayor porcentaje del área total de la cuenca de la quebrada Padre José, con aproximadamente un 60%.



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Fig. 2.10 Mapa de geomorfológico de la cuenca de la quebrada Padre José (Fuente: ITCR, 2008)



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2.3.4. Zonas de Vida

La Zona de Vida de la cuenca de la quebrada Mata Palo es el Bosque Húmedo Tropical. Esta Zona de Vida presenta un ámbito de precipitación entre 1800 y más de 4000 mm de precipitación media anual. En esta zona de vida la estación seca varia de un lugar a otro, siendo entre 0 a 5 meses de duración. Esta formación es frecuente localizarla en las regiones Pacífica como Atlántica (llanuras costeras), en gran parte de la región de Upala, San Carlos, así como en las partes altas de la Península de Nicoya.

Algunas especies vegetales comunes de esta zona de vida son: Cordia alliodora (laurel), Carapa guianensis (caobilla), Terminalia amazonia (roble coral), Virola koschnyi (fruta dorada), Brosimum alicastrum (ojoche), Calophyllum brasiliensis (cedro maría), Vochysia ferruginea (botarrama).

El bosque se caracteriza por presentar una estructura vertical de 4 a 3 estratos, bien diferenciados, un abundante sotobosque, con un predominio de especies perennifolias. La altura media del dosel superior puede alcanzar entre 30 y 4 m de altura. En bosques no perturbados se pueden en encontrar más de 150 especies de porte arbóreo, por lo cual son considerados como bosques diversos.

2.4. CARACTERIZACIÓN CLIMÁTICA REGIONAL

2.4.1. Clima

Climatológicamente el área de estudio se encuentra dentro de la Región Atlántica Sur (Fig. 2.11), según la clasificación del Instituto Meteorológico Nacional (IMN) a partir de criterios regionales de temperatura, precipitación anual y comportamiento estacional de las precipitaciones (Solano y Villalobos, 1997).

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



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Fig. 2.11 Mapa de regiones y subregiones climáticas de Costa Rica. Instituto Meteorológico Nacional (Solano y Villalobos, 1997)

2.4.2. Precipitación media

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



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

Mes Temperatura media

(°C) Precipitación total media

(mm)

Promedio de días

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

Febrero 20,7 29,1 238,6 16

Marzo 21,2 29,7 206,9 17

Abril 22,0 30,1 264,8 16

Mayo 22,8 30,4 336,2 19

Junio 22,9 30,3 290,6 19

Julio 22,6 29,7 424,1 22

Agosto 22,5 30,1 301,0 19

Setiembre 22,5 30,6 142,2 14

Octubre 22,2 30,4 208,4 17

Noviembre 21,9 29,4 396,9 18

Diciembre 21,2 28,9 447,7 21

2.4.3. Intensidades de precipitación

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

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

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

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

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



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La Fig. 2.12 presenta las curvas de intensidad-duración-período de retorno (IDF) del estudio de Vahrson et.al. (1992) para diferentes períodos de retorno entre 1 y 100 años y para duraciones de lluvia de hasta 120 minutos.

Fig. 2.12 Curvas IDF para la estación Limón (según Vahrson et.al., 1992)

20

40

60

80

100

120

140

160

180

10 20 40 60 80 100 120

Inte

nsid

ad (m

m/h

r)

Duración de la precipitación (minutos)

TR = 1 año

TR = 2 años TR = 5 años TR = 10 años



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3 ESTIMACIÓN DE CAUDALES DE DISEÑO

La cuenca de la quebrada Padre José no tiene mediciones ni registros continuos de caudal, por lo que no se dispone de información directa para estimar los caudales de diseño para el puente sobre este curso de agua. Ante esta situación, y tomando en cuenta las características de la cuenca descritas en el capítulo anterior, se decidió emplear dos diferentes metodologías con el fin de estimar caudales máximos instantáneos para el diseño del puente sobre la quebrada Padre José:

• Modelado precipitación-escorrentía mediante el modelo HEC-HMS (modelo agregado de análisis de crecientes), para estimación de caudales máximos instantáneos a partir de tormentas de diseño, derivadas de la información intensidad-duración-período de retorno de la estación Limón.

• Estimación de caudales máximos instantáneos para el sitio del puente aplicando un método de envolventes regionales de caudales máximos instantáneos.

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

3.1. ESTIMACIÓN DE CAUDALES DE DISEÑO POR MODELADO PRECIPITACIÓN-ESCORRENTÍA

Los modelos de precipitación-escorrentía son el método indirecto más usual a ser aplicado en los casos en que no existe información directa de caudales de avenida en una cuenca. El modelo HEC-HMS, desarrollado por el Cuerpo de Ingenieros de los Estados Unidos, es probablemente el modelo de simulación hidrológica más ampliamente utilizado y está diseñado para simular la escorrentía superficial que resulta de un evento de precipitación, mediante la representación de la cuenca como un sistema de componentes interconectados. El modelo HEC-HMS permite estimar, de manera agregada, los hidrogramas de crecientes resultantes de eventos de precipitación sobre la cuenca (“tormenta de diseño”) asociados a una recurrencia determinada.

El proceso de simulación en HEC-HMS se puede resumir en los siguientes pasos:

• Análisis probabilístico del comportamiento de las precipitaciones extremas en la cuenca y estimación de la tormenta de diseño media sobre la cuenca, para los períodos de retorno de interés

• Definición del modelo de cuenca • Definición del modelo de abstracciones de precipitación • Definición del modelo de transformación precipitación-escorrentía • Corrida de las simulaciones del modelo y obtención de los hidrogramas de crecientes para los

períodos de retorno de interés



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3.1.1. Estimación de tormentas de diseño

Para la definición de tormentas de diseño como insumo del modelo hidrológico de precipitación-escorrentía, es indispensable contar con información sobre los patrones temporales, magnitudes y frecuencias de los eventos extremos de precipitación que se presentan en la cuenca. Para la zona de Limón, tal como se mencionó en el capítulo anterior, se cuenta con información pluviográfica en la estación Limón. La ecuación desarrollada por Vahrson et al. (1992) tiene una validez hasta 120 minutos, tiempo menor a tiempo de concentración de la cuenca de la quebrada Padre José, como se verá más adelante.

Debido a que el modelo HEC-HMS requiere de la distribución temporal de la precipitación, hietograma característico de la región, se procedió a utilizar la metodología de bloque alterno para su obtención.

El hietograma característico debe reflejar la distribución de la precipitación a lo largo del tiempo en que se dispone de información de intensidad-duración-frecuencia (Chow et al. 1994).

Para determinar el hietograma característicos se utilizó la relación de intensidad-duración-frecuencia para la estación Limón desarrollada por Vahrson, Alfaro y Araúz (1992):

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

donde i es la intensidad máxima (en mm/h), d la duración de la lluvia (en min) y TR el período de retorno (en años).

El método de bloque alterno es una forma simple para el desarrollo de un hietograma de precipitación utilizando la curva de intensidad-duración-frecuencia. El hietograma de precipitación producido por este método especifica la profundidad de precipitación que ocurre en varios intervalos de tiempo sucesivos de duración determinada sobre una duración total de una tormenta. Para su utilización se debe seleccionar el periodo de retorno que se quiere utilizar, con ello, se determinan las intensidades de precipitación para cada intervalo de tiempo mediante la relación intensidad-duración-frecuencia, y con esta información, se calcula la precipitación correspondiente. Una vez que se tiene la información de la precipitación caída para cada intervalo, se debe reordenar en una secuencia temporal de modo que la intensidad máxima ocurra en el centro de la duración requerida y que los demás valores o bloques de precipitación queden en orden descendente alternativamente hacia la derecha y hacia la izquierda del bloque central para formar el hietograma de diseño.



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Fig. 3.1. Hietograma característico desarrollado por el método de bloques alternos

3.1.2. Modelo de abstracciones de la precipitación

Todo modelo de precipitación-escorrentía requiere, para el cálculo de caudales, la estimación del exceso de precipitación o precipitación efectiva, es decir, de la fracción de la lluvia que va a llegar a escurrir sobre la superficie de la cuenca. La diferencia entre la precipitación total producto de una tormenta y la precipitación efectiva corresponde a las denominadas abstracciones de precipitación, las cuales ocurren mediante dos procesos hidrológicos fundamentales: la infiltración en el subsuelo y la intercepción por parte de la vegetación y las superficies.

Las abstracciones de la precipitación fueron calculadas en el presente estudio empleando la metodología del número de curva (CN) del Soil Conservation Service (SCS) de los Estados Unidos. Se estimó un número de curva CN representativo para la cuenca de la quebrada Padre José, tomando en cuenta la distribución de geología, tipos de suelo, cobertura del suelo y pendientes dentro de la región de análisis. La estimación de CN para la cuenca se realizó mediante la ponderación de los valores recomendados por Chow et.al. (1994) para las características de cobertura, tipo de suelo y pendientes de la cuenca (Cuadro 3.1). Se consideró que los suelos de la cuenca corresponden a una condición intermedia entre los grupos hidrológicos de suelo tipo B (margas arcillosas) y C (margas arenosas).

0.00

5.00

10.00

15.00

20.00

25.00

30.00

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120

Porc

enta

je d

e la

pre

cipi

taci

ón

Tiempo (minutos)



21

Cuadro 3.1. Definición del número de curva CN (II) para la cuenca de la quebrada Padre José

Cobertura del suelo Valor

Bosque secundario CN (II) 64 % Área 0,30%

Forestal CN (II) 64 % Área 79,94%

No forestal CN (II) 66 % Área 10,03%

Plantaciones forestales CN (II) 64 % Área 9,73%

Valor CN (II) ponderado 64,20

Los valores de la tabla anterior corresponden a números de curva CN para condiciones antecedentes de humedad tipo II, es decir, condiciones intermedias de lluvia precedente al evento de diseño. Para considerar un posible efecto de saturación de los suelos producto de eventos previos de precipitación, la metodología del SCS define una condición antecedente de humedad tipo III, la cual corrige y aumenta los números de curva significativamente de acuerdo con la siguiente fórmula:

)(13.010)(23)(

IICNIICNIIICN

⋅+⋅

=

Esta condición de humedad supone, sin embargo, un grado muy alto de saturación de los suelos; su combinación con una tormenta de diseño de baja recurrencia va a generar una creciente con un período de retorno aún mayor al estimado para la lluvia, por lo que no se aconseja esta corrección en el modelo.

Para la estimación de la intercepción se adoptó la recomendación del SCS mediante el concepto de abstracciones iniciales. Según esta metodología, las abstracciones iniciales (Ia, en mm) se pueden estimar como un porcentaje k de la retención potencial máxima de la cuenca (S, en mm), parámetro que a su vez es función del número de curva definido anteriormente:

CNCNS 25425400 −

=

kSI a =

Según las recomendaciones del SCS, se adoptó un valor de k=0,2 para la estimación de las abstracciones iniciales. El resumen de estos parámetros se muestra en el Cuadro 3.2.



22

Cuadro 3.2. Definición de retención potencial máxima y abstracciones iniciales para la cuenca de la quebrada Padre José

Parámetro Valor

Valor CN (II) ponderado 64,20

S (mm) 141,64

Ia (mm) 28,33

Una vez definido el número de curva CN y las abstracciones iniciales para la cuenca, el método del SCS permite un cálculo secuencial de la precipitación efectiva acumulada, a partir de los datos discretos de precipitación total, abstracciones iniciales y retención potencial máxima:

( )( ) SIP

IPP

aca

acaace +−

−=

2

,

donde Pe,ac es la precipitación efectiva acumulada, P la precipitación total acumulada, S la retención potencial máxima e Ia las abstracciones iniciales, todas cantidades en mm. De esta manera, a la precipitación total se le restan las abstracciones por intercepción e infiltración, obteniéndose el hietograma de precipitación efectiva que servirá de base para la transformación de la precipitación en escorrentía y para la estimación del hidrograma de crecientes.

3.1.3. Modelo de transformación precipitación-escorrentía

En los modelos de precipitación-escorrentía, después del cálculo de las abstracciones de precipitación, se procede a aplicarle a la precipitación efectiva una transformación para el cálculo de los caudales de escorrentía. Uno de los modelos de transformación más utilizados en la hidrología es el del hidrograma unitario, que es un modelo empírico originalmente propuesto por Sherman en 1932.

El modelo del hidrograma unitario es un modelo hidrológico lineal que representa la función de respuesta de pulso unitario para un sistema hidrológico. Mediante este modelo es posible deducir el hidrograma resultante de cualquier cantidad de exceso de precipitación (Chow et.al., 1994).

Existen diferentes modelos de hidrograma unitario. Dentro de los modelos disponibles está el hidrograma unitario adimensional del SCS, el cual es un hidrograma unitario sintético en el cual el caudal se expresa como la razón del caudal unitario U al caudal unitario pico Up y el tiempo como la razón del tiempo al tiempo al pico t/Tp. Este hidrograma sintético adimensional fue derivado a partir de información de diversas cuencas y se muestra en la Fig. 3.2 (Chow et.al., 1994).



23

Fig. 3.2. Hidrograma unitario sintético adimensional del SCS

Para su utilización es necesario determinar el tiempo de retardo tlag. Este tiempo es un parámetro que describe el tiempo de respuesta hidrológica de la cuenca, representando el tiempo en que se presenta el pico de caudal ante un evento de duración determinada. Este parámetro se obtiene usualmente a través de la calibración de la cuenca. Sin embargo, para cuencas no instrumentadas se pueden usar relaciones en función del tiempo de concentración de la cuenca.

Para la estimación de tiempo de concentración en pequeñas cuencas rurales con canales bien definidos y pendientes de entre 2% y 10%, como la de la quebrada Padre José, se recomienda como procedimiento estándar utilizar la ecuación de Kirpich, también conocida como la ecuación de California Culverts Practice (Chow et.al., 1994). Según esta ecuación, el tiempo de concentración tc se puede estimar a partir de la pendiente media del cauce y de la longitud del cauce de acuerdo con la siguiente fórmula:

77,0

97,3

=

sLtc

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

Para transformar este tiempo de concentración tc en tiempo de retardo tlag, el SCS propone la siguiente expresión:

clag tt 6,0=



24

Para la cuenca de la quebrada Padre José se calcularon el tiempo de concentración y tiempo de retardo, tal como se muestra en el Cuadro 3.3. Los cálculos se basaron en las características morfométricas (longitud de cauce principal, pendiente media del cauce) calculadas para la cuenca.

Cuadro 3.3. Tiempos de respuesta y parámetros del hidrograma unitario estimados para la cuenca de la quebrada Padre José

Parámetro Valor

Tiempo de concentración tc (min) 47,41

Tiempo de retardo tlag (min) 28,44

Los parámetros anteriores permiten estimar el hidrograma unitario sintético para la cuenca de la quebrada Padre José, para una duración efectiva de precipitación de 10 minutos (hietograma de precipitación efectiva discretizado cada 10 minutos) o para cualquier otra duración. Con base en estos parámetros el modelo HEC-HMS aplica los principios de proporcionalidad y superposición para calcular el hidrograma de respuesta resultante de los hietogramas de diseño.

3.1.4. Resultados del modelo HEC-HMS

Las simulaciones con el modelo HEC-HMS se realizaron, tal como se ha descrito en los apartados anteriores, con las siguientes condiciones:

• Modelo de precipitación: Hietograma determinado por el método de bloque alterno con la información de intensidad-duración-frecuencia de la estación Limón desarrollado por Vahrson et al. (1992).

• Modelo de abstracciones de precipitación del SCS. Número de curva para la cuenca según cobertura y tipo de suelo, para condiciones antecedentes de humedad tipo II. Abstracciones iniciales del 20% de la retención potencial máxima S de la cuenca.

• Modelo de transformación precipitación-escorrentía según el hidrograma unitario sintético adimensional del SCS. Tiempos de concentración y retardo calculados mediante la ecuación de Kirpich.

• Discretización temporal de 10 minutos para las simulaciones.

Los resultados obtenidos del modelo se resumen en el Cuadro 3.4. Los resultados mostrados en el cuadro se refieren el caudal máximo instantáneo para los períodos de retorno analizados. El detalle de los resultados del modelo HEC-HMS se incluye en el Anexo.



25

Cuadro 3.4. Resultados de las simulaciones en el modelo HEC-HMS para el sitio del puente sobre la quebrada Padre José

TR (años) Caudal (m3/s)

1 5,5

5 12,7

10 16,4

25 21,6

50 25,8

100 30,2



26

4 ESTIMACIÓN DE NIVELES DE CRECIENTE EN EL SITIO DEL PUENTE

4.1. METODOLOGÍA DEL ANÁLISIS HIDRÁULICO

4.1.1. Modelación hidráulica en HEC-RAS

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

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

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

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

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



27

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

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

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

4.1.2. Estimación del coeficiente n de Manning

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

321HRs

nv =

donde:

v: es la velocidad media en la sección transversal

n: es el coeficiente de rugosidad de Manning

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

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

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



28

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

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

Strickler:

6/10474,0 skn =

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

Hey:

=

845,375,11log03,21

dR

fH

86,8

6/1 fRn H=

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

Limerinos:

+

=

84

6/1

log216,1

0926,0

dR

RnH

H

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



29

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

( )mnnnnnn b 4321 ++++=

donde:

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

n1: factor de corrección por irregularidades presentes en la superficie

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

n3: valor para obstrucciones presentes

n4: valor para presencia de vegetación y condiciones de flujo

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

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

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

Material del fondo Tamaño medio del

material (mm)

Valor base de n

Canal recto y uniforme Canal liso

Concreto --- 0,012 – 0,018 0,011

Roca --- --- 0,025

Suelo firme --- 0,025 – 0,032 0,020

Arena gruesa 1-2 0,026 – 0,035 ---

Gravas finas --- --- 0,024

Gravas 2-64 0,028 – 0,035 ---

Gravas gruesas --- --- 0,026

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

Cantos rodados >256 0,040 – 0,070 ---



30

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

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

Grado de irregularidad (n1)

Grado de irregularidad Valor de ajuste n1

Liso 0,000

Menor 0,001 – 0,005

Moderada 0,006 – 0,010

Severa 0,011 – 0,020

Variación en la sección transversal del cauce (n2)

Variación en la sección transversal del cauce Valor de ajuste n2

Gradual 0,000

Alternan ocasionalmente 0,001 – 0,005

Alternan frecuentemente 0,010 – 0,015

Efecto de obstrucciones (n3)

Efecto de obstrucciones Valor de ajuste n3

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

0,000 – 0,004

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

0,005 – 0,015

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

0,020 – 0,030

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

0,040 – 0,050



31

Cantidad de vegetación (n4)

Cantidad de vegetación Valor de ajuste n4

Pequeña 0,002 – 0,010

Mediana 0,010 – 0,025

Grande 0,025 – 0,050

Muy grande 0,050 – 0,100

Grado de sinuosidad (m)

Grado de sinuosidad Valor de ajuste m

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

1

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

1,15

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

1,3

4.2. RESULTADOS DEL ANÁLISIS HIDRÁULICO

4.2.1. Modelo en HEC-RAS

Características geométricas e hidráulicas del modelo

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

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

de un tramo de 550 m, que cubre 335 m aguas arriba y 215 m aguas abajo a partir del sitio del puente. La longitud del tramo fue definida en función de las características hidráulicas del río y resultó suficiente para el modelado hidráulico. A partir del levantamiento topográfico, realizado mediante una combinación de perfiles perpendiculares al cauce y el



32

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

A partir de la superficie tridimensional digital se generaron secciones transversales espaciadas, en promedio, a cada 20 metros y con una extensión media de 25 m a cada lado del eje del río. En total, 30 secciones transversales conformaron el modelo hidráulico final de la quebrada Padre José. La Fig. 4.2 muestra la planta del modelo en el programa HEC-RAS, con la ubicación de las secciones transversales.

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



33

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

Para definir las condiciones de frontera del modelo se analizaron las características prevalecientes en el cauce. Aguas arriba no existen elementos físicos específicos que definan un control hidráulico por lo que se establece una condición de flujo normal con pendiente de 0,02%, característica de la parte aguas arriba del tramo. Esta condición no es dominante debido al régimen subcrítico que prevalece en el tramo, según se confirmó con las simulaciones. Aguas abajo se definió asimismo una condición de flujo normal con pendiente de 0,02%, valor promedio de lo que se observa a lo largo de los 215 m del tramo analizado. Se analizó también el caso de la influencia de los niveles de la quebrada Quiebra Caña sobre la quebrada Padre José, ya que ambas se unen a 600 m del sitio del puente. Para esto se evaluó el caudal de 100 m3/s con un nivel en la frontera aguas abajo a la cota 18,50 msnm*, correspondiente a 50 cm sobre el nivel de creciente de la Quiebra Caña en el punto de confluencia. Como se indicará más adelante, esta última condición no resulta más crítica que la primera, por lo que la condición de frontera de flujo normal aguas abajo es la que prevalece para el diseño del puente.

Padre José

550

520500

480

460

440

420

360

340

320

300280 240

220200

180160

140

120

80

60

20

0

Pa

d r e

J os é



34

En cuanto al coeficiente de rugosidad de Manning, para el cauce de la quebrada Padre José se tomó un valor de n base de 0,020, correspondiente a la textura y granulometría de los materiales presentes en el cauce (Fig. 4.3). La irregularidad baja de las formas del canal, la presencia menor de obstrucciones y una cantidad alta de vegetación en las márgenes del cauce dan como resultado un coeficiente de Manning de 0,035 en el cauce a lo largo del tramo modelado. Para las llanuras de inundación, ubicadas por encima de los bancos del cauce principal y que presentan una topografía plana y con presencia importante de vegetación, se estimó un coeficiente de 0,050. Se estima que en todo el tramo analizado las condiciones de rugosidad de las llanuras de inundación se conservan, por lo que se usó un valor general para todas las secciones transversales.

Fig. 4.3. Condiciones del cauce de la quebrada Padre José



35

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

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

Características geométricas

Número de secciones 30

Estación aguas abajo 0+000,00

Estación puente (propuesta) 0+215.00

Estación aguas arriba 0+550,00

Condiciones de frontera

Condición de frontera aguas abajo Profundidad normal s=0,02%

Nivel z= 18,50msnm* para Tr=100 años

Condición de frontera aguas arriba Profundidad normal s=0,02%

Coeficientes de rugosidad (Manning)

Cauce principal 0,035

Planicies de inundación 0,05

Condiciones de caudal

Q1años 5,5 m3/s

Q5años 12,7 m3/s

Q10años 16,4 m3/s

Q25años 21,6 m3/s

Q50años 25,8 m3/s

Q100años 30,2 m3/s

Propuesta geométrica para el puente

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



36

En el caso de la quebrada Padre José, se definió el alineamiento horizontal por criterios de diseño vial, siguiendo el trazado actual de la calle, tal como se aprecia en la Fig. 4.4. La elevación y sección transversal (Fig. 4.5) se definieron inicialmente de acuerdo con las características del sitio –con particular consideración del nivel de rasante de la calle actual y los niveles del fondo y bancos del cauce. Para incluir el puente en el modelo HEC-RAS se empleó el módulo de puentes, en el cual se esquematiza la geometría propuesta (Fig. 4.6) y se definen los criterios de cálculo hidráulico.

El proceso de verificación y definición de propuesta geométrica final se llevó a cabo iterativamente, realizando simulaciones en HEC-RAS con la propuesta inicial y planteando cambios en la geometría que permitieran cumplir con los criterios usuales del Departamento de Puentes del MOPT para puentes en carreteras nacionales: particularmente que el puente cuente con una altura libre de 1,0 m entre el nivel del agua y el nivel de fondo de viga. Tras los análisis iniciales, se determinó que el puente debía ampliarse a 20,0 m, para evitar una contracción que redujera la capacidad, y que el fondo de viga debía ubicarse sobre la cota 19,60 msnm*. Los resultados del modelado hidráulico para la propuesta final del puente se presentan en detalle en el siguiente apartado.

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

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



37

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

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

-40 -30 -20 -10 0 10 20 3015

16

17

18

19

20

21RS=215 Upstream (Bridge)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

Ground

Ineff

Bank Sta

-40 -30 -20 -10 0 10 20 3015

16

17

18

19

20

21RS=215 Downstream (Bridge)

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)



38

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

Parámetro geométrico Valor

Luz libre estructural 20,0 m

Luz efectiva (entre caras verticales de bastiones 19,1 m

Taludes de sección interna 2,0H:1,0V

Nivel rasante calle en el puente 20,72 msnm*

Nivel inferior de viga 19,60 msnm*

Nivel mínimo de fondo de cauce 15,45 msnm*

Altura entre fondo de cauce y fondo de viga 4,15 m

Ancho mínimo de fondo de cauce 3,9 m

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

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

Resultados en perfil y secciones transversales

El perfil de la quebrada (Fig. 4.7) muestra condiciones subcríticas en todo el tramo analizado. El flujo en todo el tramo es cercano a uniforme, con un gradiente de la línea de energía cercano al 0,02%. Las profundidades en el tramo rondan los 2,0 m para los menores caudales analizados (1 año de período de retorno, cerca de 6 m3/s) y llegan a los 3,5 m para el caudal de 100 años de período de retorno. Las velocidades medias correspondientes varían de sección en sección, pero sus magnitudes máximas fluctúan entre los 0,7 y 1,2 m/s para los mayores caudales.

La extensión de la superficie de inundación se aprecia en la Fig. 4.8. Ahí se puede observar que para el caudal con período de retorno de 1 año el cauce es capaz de contener la quebrada dentro de sus



39

márgenes, con excepción de algunos sectores de curvas, donde aún para esos caudales menores se pueden a llegar a dar desbordamientos. Sin embargo, los caudales mayores tienden a causar desbordamientos generalizados, con niveles de la quebrada entre los 18,0 a 18,5 msnm*, cotas que superan el nivel de los terrenos adyacentes e incluso el nivel de la carretera hacia Gandoca. Aún así, el camino principal en el sitio del puente se eleva sobre esta cota, permitiendo la inundación no afecte directamente la estructura.

Los resultados en la sección del puente (Fig. 4.9) indican que la geometría propuesta para el nuevo puente permite cumplir con la premisa de diseño de altura libre de 1,0 m con respecto al nivel del agua para el caudal de 100 años de período de retorno (30,2 m3/s). En este caso el nivel de agua para dicho caudal es de 18,58 msnm*, nivel que se ubica 1,02 m por debajo del nivel de fondo de vigas propuesto (19,60 msnm*). Sin embargo, debe recalcarse de nuevo que para esta condición extrema, aún cuando el puente tiene capacidad, los terrenos a su alrededor –incluyendo tramos del camino- estarán inundados.

Se realizó una verificación adicional, con condición de frontera aguas abajo asociada a una creciente en la quebrada Quiebra Caña, de la cual la quebrada Padre José es afluente. En ese caso, se fijó conservadoramente el nivel aguas abajo del puente a la cota 18,50 msnm*, nivel que genera un resultado inferior a los 18,58 msnm*, por lo que esta condición no rige para el diseño.

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

Caudales de 1 a 100 años de período de retorno

0 100 200 300 400 500 600

14

15

16

17

18

19

20

Queb Padre Jose Plan: Plan 01 4/17/2013

Main Channel Distance (m)

Elev

ation

(m)

Legend

EG TR100a

WS TR100a

EG TR50a

WS TR50a

EG TR25a

WS TR25a

EG TR10a

WS TR10a

EG TR5a

WS TR5a

EG TR1a

WS TR1a

Ground

LOB

ROB

Left Levee

Padre José Padre José



40

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

Caudal de 1 año de período de retorno

Caudal de 100 años de período de retorno

550

520

500

480

460

440

420

360

340

320

300

260

240 220

200

180

160

140

120 100

80

60 40

20

0


Legend

WS TR1a

Ground

Ineff

Bank Sta

Levee

550

520

500

480

460

440

420

360

340

320

300

260

240 220

200

180

160

140

120 100

80

60 40

20

0


Legend

WS TR100a

Ground

Ineff

Bank Sta

Levee



41

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

Caudales de 1 a 100 años de período de retorno

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

Q100 = 30,2 m3/s

Sección

Elevación fondo del

cauce (msnm*)

Elevación del agua (msnm*)

Elevación línea de energía

(msnm*)

Velocidad media

cauce (m/s)

Froude cauce

0+220 (a. arriba)

15,24 18,58 18,63 1,09 0,29

0+215 (puente)

15,45 18,58 18,62 0,97 0,22

0+200 (a. abajo)

15,06 18,57 18,62 1,08 0,27

-40 -30 -20 -10 0 10 20 3015

16

17

18

19

20

21


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG TR100a

WS TR100a

EG TR50a

WS TR50a

EG TR25a

WS TR25a

EG TR10a

WS TR10a

EG TR5a

WS TR5a

EG TR1a

WS TR1a

0.0 m/s

0.2 m/s

0.4 m/s

0.6 m/s

0.8 m/s

1.0 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.05 .03 .05



42

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

Con los resultados del modelo en HEC-RAS fue posible generar curvas de descarga para el puente propuesto sobre la quebrada Padre José. Estas curvas muestran la relación entre diferentes caudales en la quebrada y los respectivos niveles de agua y energía, por lo que pueden resultar útiles para evaluar el desempeño y el impacto del puente sobre la quebrada. Los resultados se muestran en el Cuadro 4.6 y la Fig. 4.10.

Cuadro 4.6. Curvas de descarga estimadas para el puente sobre la quebrada Padre José. Sección justo aguas arriba del puente (0+220)

Caudal (m3/s)

Nivel del agua propuesta de

puente(msnm*)

Nivel de energía propuesta de

puente (msnm*)

5,5 17,24 17,26

12,7 17,75 17,81

16,4 17,95 18,01

21,6 18,20 18,26

25,8 18,40 18,44

30,2 18,58 18,63

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

Sección justo aguas arriba del puente (0+220)

15.0

16.0

17.0

18.0

19.0

0 10 20 30 40

Elev

ació

n de

l agu

a o

de la

líne

a de

en

ergí

a (m

snm

*)

Caudal (m3/s)

zw (msnm*)

zE (msnm*)



43

5 ESTIMACIÓN DE SOCAVACIÓN POTENCIAL

5.1. METODOLOGÍAS DE CÁLCULO DE SOCAVACIÓN EN PUENTES

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

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

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

5.1.1. Socavación en materiales granulares aluviales

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

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

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



44

31

5061

dyKv uc ⋅=

donde:

vc= velocidad crítica (m/s)

Ku=6,19 (unidades SI)

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

d50=diámetro de la partícula para vc (m)

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

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

5.1.2. Degradación o agradación de largo plazo

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



45

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

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

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

5.1.3. Socavación general (por contracción)

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

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

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

1

2

1

7/6

1

2

1

2

k

WW

QQ

yy

=

02 yyys −=

donde:

ys=profundidad media de socavación (m)

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

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



46

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

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

Q2=caudal en sección contraída (m3/s)

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

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

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

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

7/3

232

2025,0

=

Wd

Qym

0yyys −=

donde,


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

Q=caudal en sección contraída (m3/s)

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

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

5.1.4. Socavación local

Socavación al pie de estribos y bastiones

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

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



47

Froehlich:

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

donde:


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

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

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

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

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

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

HIRE:

33,012

11 55,0

4 FrKKyys

=

donde:


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

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

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

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

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



48

5.2. RESULTADOS DEL CÁLCULO DEL POTENCIAL HIDRÁULICO DE SOCAVACIÓN

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

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

Condición Caudal (m3/s)

Degradación largo plazo

Socavación general

(contracción)

Socavación total (estribo M.I.)

Socavación total (estribo M.D.)

Propuesta de puente Q100

30,2 -- -- -- --

Degradación a largo plazo y estabilidad lateral

Tras la observación del cauce, no se identificaron evidencias de procesos de degradación a lo largo de la quebrada Padre José. No se observan descensos apreciables en el fondo del cauce en el sector del puente ni márgenes con procesos de erosión lateral asociados a la degradación. El uso de la tierra de la cuenca y las bajas pendientes del cauce pueden indicar una tendencia a la depositación de sedimentos y a la agradación, situación que debe ser atendida mediante mantenimiento regular del cauce para no perder la capacidad hidráulica del cauce que pueda llegar a afectar la estructura del puente.

Socavación general (por contracción)

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

Socavación local al pie de estribos

En ambas márgenes se colocarán bastiones, sin embargo, estos no tendrán interacción con la quebrada durante crecientes, ya que los mismos se ubicarán fuera del cauce principal. Por lo tanto, no aplican los cálculos de socavación local.



49

Recomendaciones para el nivel de desplante y protección de bastiones

Las fundaciones de los bastiones del puente serán de pilotes con una longitud de 18,0 m, debido a consideraciones geotécnicas. Tomando en cuenta que los bastiones estarán ubicados fuera del cauce principal del río y que la longitud de los pilotes hace que estos lleguen a profundidades mucho mayores que el fondo del cauce, la socavación potencial no es criterio para la definición del nivel de desplante de la estructura.

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

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

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



50

6 CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES

La quebrada Padre José, en el sitio donde se ubicará el puente, es un curso de agua que drena una pequeña cuenca de 5,5 km2 en el sector de Gandoca, cantón de Talamanca, provincia de Limón. Los análisis hidrológicos de la cuenca permitieron definir caudales máximos instantáneos en el sitio del puente para períodos de retorno de entre 1 y 100 años. Los valores obtenidos fluctuaron entre los 5,5 m3/s (1 año) y 30,2 m3/s (100 años). Estos caudales se obtuvieron tras la aplicación de modelado precipitación-escorrentía en HEC-HMS, empleando tormentas de diseño que se asumen características de la región derivadas a partir de información i-d-f representativa de la zona.

Para estimar los niveles de la quebrada asociados a los caudales de diseño se elaboró un modelo hidráulico de la quebrada Padre José en el programa HEC-RAS. Dicho modelo abarcó un tramo de 550 m en el cual se definieron un total de 30 secciones transversales y donde además se estimaron las condiciones de rugosidad y de control hidráulico.

Como propuesta para la geometría del puente, y considerando los criterios usuales del Departamento de Puentes del MOPT, se definió una luz de 19,1 m (separación efectiva de bastiones) y un nivel de fondo de viga debe a la cota 19,60 msnm*. Se realizaron simulaciones en HEC-RAS para la geometría del nuevo puente, cuyos resultados indican que la propuesta permite pasar la creciente de 100 años de período de retorno (30,2 m3/s) con una altura libre de 1,02 m entre el nivel del agua y el nivel de fondo de viga.

No se estimó potencial de socavación en el puente debido a que la estructura no causa un estrechamiento del flujo. Tomando en cuenta que los bastiones estarán ubicados fuera del cauce principal del río y que la longitud de los pilotes hace que estos lleguen a profundidades mucho mayores que el fondo del cauce, la socavación potencial no es criterio para la definición del nivel de desplante de la estructura.

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

Se debe recalcar que los análisis hidrológicos e hidráulicos presentados en este Estudio consideraron solamente la respuesta de la quebrada ante eventos meteorológicos extremos que se pueden llegar a



51

dar en la cuenca con una recurrencia de hasta 100 años. La ocurrencia de otro tipo de fenómenos en la cuenca, como deslizamientos, aludes o rompimientos de represamientos no fue considerada explícitamente para la estimación de caudales de diseño, niveles de inundación o niveles potenciales de socavación.



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7 REFERENCIAS

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

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



54

ANEXOS

1) Resultados del modelo HEC-HMS

2) Resultados del modelo HEC-RAS

Puente Quebrada Padre José

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