SÁNCHEZ-RAMÍREZ (REPÚBLICA DOMINICANA)

(1)

M

ÁSTER EN

I

NGENIERÍA DE

C

AMINOS

,

C

ANALES Y

P

UERTOS

E

VALUACIÓN DE LA SEGURIDAD DE

UNA PRESA DE MATERIALES SUELTOS

EN EL RÍO

Y

UNA

,

EN LA PROVINCIA DE

S

ÁNCHEZ

-R

AMÍREZ

(R

EPÚBLICA

D

OMINICANA

)

AUTOR: CARLOS GARCÍA JIMÉNEZ

DIRECTOR: LUIS ALTAREJOS GARCÍA

ÁREA DE CONOCIMIENTO: INGENIERÍA HIDRÁULICA

ESCUELA TÉCNICA SUPERIOR DE INGENIERÍA DE CAMINOS, CANALES Y PUERTOS Y DE INGENIERÍA DE MINAS

D

EPARTAMENTO DE

I

NGENIERÍA

C

IVIL

–

Á

REA DE

I

NGENIERÍA

H

IDRÁULICA CARTAGENA, OCTUBRE DE 2016

(2)

(3)

TRABAJO FIN DE MÁSTER

MÁSTER EN INGENIERÍA DE CAMINOS, CANALES Y PUERTOS

UNIVERSIDAD POLITÉCNICA DE CARTAGENA

E

VALUACIÓN DE LA SEGURIDAD DE UNA PRESA

DE MATERIALES SUELTOS EN EL RÍO

Y

UNA

,

EN LA

PROVINCIA DE

S

ÁNCHEZ

-R

AMÍREZ

(R

EPÚBLICA

D

OMINICANA

)

A

UTOR

:

C

ARLOS

G

ARCÍA

J

IMÉNEZ

T

UTOR

:

D

R

.

L

UIS

A

LTAREJOS

G

ARCIA

(4)

(5)

UPCT 3 EICCPyIM

Agradecimientos

A Luis Altarejos, director de este TFM que desde el principio ha mostrado todo su interés y esfuerzo para que el trabajo saliese adelante de la mejor forma posible.

A todos mis profesores de la Escuela de Caminos, por haberme enseñado que la constancia y el trabajo duro te conducen a la consecución de tus metas.

A mis amigos, que siempre han estado ahí, incluso cuando no lo he merecido y a todos aquellos que me han apoyado durante estos seis años de una forma u otra.

A mis compañeros de clase, con los que he compartido sufrimientos y gozos. A ellos les debo gran parte de este logro.

A toda mi familia, por el apoyo y las palabras de aliento en los momentos difíciles.

A mi padre, mi madre y mi hermano, las tres personas más importantes de mi vida. Porque siempre han estado ahí y porque, en un año difícil, no habría sido capaz de llevar esto adelante sin ellos. Hoy y siempre sois los que hacéis posibles mis logros y me ayudáis a aprender de mis fracasos.

Y en estos días de manera especial, a mi abuelo Pepe, que sabiendo que no estaba atravesando un buen año, se ha preocupado cada día porque este trabajo saliera adelante y pudiera convertirme en ingeniero de caminos. Si yo he podido, tú también puedes.

(6)

Resumen

El peligro potencial de las grandes presas es evidente. Frente a una probabilidad de fallo muy reducida existe una gran acumulación de energía en los embalses y la violencia resultante de su puesta en libertad descontrolada puede ser catastrófica. Se puede definir la seguridad como el margen que separa las condiciones reales de la presa de las que llevan a su deterioro o destrucción. Para presas existentes, la gestión de la seguridad incluye la operación, mantenimiento y vigilancia de las presas, la planificación para emergencias, la revisión periódica y regular de todos los aspectos relacionados con ellas. Una parte de la revisión de la seguridad de presas existentes consiste en comprobar el diseño de la presa respecto a criterios actualizados. Para presas de materiales sueltos, como la del caso del presente estudio, son aplicables los modos de fallo establecidos por ICOLD (1973). De todos los modos de fallo considerados, son objeto del presente TFE los siguientes: (1) Sobrevertido, (2) Inestabilidad dinámica, (3) Erosión interna del cuerpo de presa, (4) Inestabilidad de taludes de la presa. Con respecto al sobrevertido, partiendo de la información hidrológica existente, junto con las características de los órganos de desagüe, se realiza la comprobación de los resguardos teniendo en cuenta el efecto del viento y el oleaje sísmico. Con respecto a la estabilidad dinámica, se comprueba la estabilidad de los taludes y los posibles asientos de la coronación. La comprobación de la erosión interna evalúa la posible migración de finos de una zona a otra o al exterior de la presa. La estabilidad de los taludes se comprueba partiendo de la información sobre niveles máximos del embalse, el desarrollo de la red de filtración y las propiedades de los materiales que componen distintas zonas de la presa. Una vez realizada la apreciación de la seguridad, se evalúa la misma con respecto de los criterios establecidos en las Guías Técnicas de SPANCOLD. El resultado de la evaluación sirve para informar la eventual propuesta de medidas de reducción de riesgo, si procede.

(7)

Abstract

Potential dangers of big dams are evident. Against a low failure probability, there is huge energy storage in reservoirs and the violence due to the release of this energy could be catastrophic. It is possible to define safety as the margin between real conditions and those that can degrade or destroy the dam. To existing dams, security management includes operation, maintenance and dams monitoring, contingency planning, periodic reviews and regulation of every aspect related with them. One part of existing dams safety revisions consist on check the dam design basing on actualized concepts. To embankment dams like this one, ICOLD failure modes (1973) are applicable. From all the failure modes considered, there will be a conscious study about: (1) Overflow, (2) dynamic instability, (3) internal erosion in the dam body, (4) dam slope instability. According to the overflow, starting with the information provided, there will be a check of the freeboard based on the wind effect and seismic waves. According to dynamic stability, there will be a check of slope stability and future maximum deformations. The check of internal erosion evaluates possible fine ground migration from an area to another or to the external surface of the dam. Slope stability is checked basing on information about maximum reservoir level, develop of filtration network and material properties that are involved in the function of the dam. Once the safety is checked, it is important to evaluate the dam with established criteria in “Guías Técnicas de SPANCOLD”. The outcome of the evaluation is used to report the proposal of risk reduction measures, if it is possible.

(8)

(9)

ÍNDICE DE CONTENIDOS 6

ÍNDICE DE FIGURAS 10

ÍNDICE DE TABLAS 13

DOCUMENTO 1: INTRODUCCIÓN Y DESCRIPCIÓN DEL CASO DE ESTUDIO 15

1.1. INTRODUCCIÓN Y OBJETO ... 16

1.2. DESCRIPCIÓN DE LA PRESA, EMBALSE Y SU HISTORIA. ... 19

1.2.1. CARACTERÍSTICAS DE LA PRESA ... 20

1.2.1.1. Características principales ... 20

1.2.1.2. Cotas generales de la presa ... 20

1.2.1.3. Medios de desagüe de la Presa ... 21

1.2.1.4. Vertedero ... 22

1.2.1.5. Casa de válvulas o de chorro hueco ... 24

1.2.1.6. Obra de toma ... 25

1.2.1.7. Tubería de presión ... 25

DOCUMENTO 2: SEGURIDAD HIDROLÓGICA 27 2.1. INTRODUCCIÓN ... 28

2.2. EVALUACIÓN DE LA SEGURIDAD HIDRÁULICA ... 28

2.2.1. CAPACIDAD DEL ALIVIADERO ... 28

2.2.2. CURVA COTA-VOLUMEN ... 30

2.2.3. AVENIDAS A CONSIDERAR ... 31

2.2.4. CÁLCULO DE LA CRECIDA MÁXIMA PROBABLE ... 32

2.2.4.1. ¿Qué es la CMP? ... 32

2.2.4.2. CMP en la presa de estudio... 33

2.2.5. LAMINACIÓN DE AVENIDAS.MÉTODO DE PULS ... 35

2.3. NIVELES DE EMBALSE ... 37

2.4. RESGUARDOS ... 38

(10)

DOCUMENTO 3: SEGURIDAD ESTRUCTURAL 40

3.1. INFORMACIÓN DISPONIBLE ... 41

3.2. CÁLCULO ESTRUCTURAL ... 41

3.2.1. INTRODUCCIÓN ... 41

3.2.1.1. Introducción a PLAXIS V.8.6 ... 41

3.2.1.2. Introducción a los modelos constitutivos del suelo ... 43

3.2.1.3. El modelo básico Mohr-Coulomb ... 44

Modelo elástico, lineal y de plasticidad perfecta no asociada ... 44

3.2.1.3.1. Formulación del modelo ... 45

3.2.1.3.2. Parámetros básicos ... 48

3.2.1.3.3. Parámetros avanzados ... 49

3.2.1.3.4. 3.2.2. CARACTERÍSTICAS DEL MODELO DE ELEMENTOS FINITOS ... 49

3.2.2.1. Geometría del modelo ... 49

3.2.2.2. Tipos de elemento... 50 3.2.2.3. Materiales ... 51 3.2.2.4. Mallado ... 55 3.2.2.5. Condiciones de contorno ... 56 3.2.2.6. Acciones consideradas ... 56 Peso propio ... 56 3.2.2.6.1. Presión hidrostática a Nivel Medio Normal ... 57

3.2.2.6.2. Presión hidrostática a Nivel de Avenida Extrema ... 58

3.2.2.6.3. Presión hidrostática a Nivel de Avenida de Proyecto ... 59

3.2.2.6.4. Situaciones de proyecto ... 60

3.2.2.6.5. 3.3. SEGURIDAD ESTRUCTURAL ... 62

3.3.1. ESTABILIDAD DE TALUDES ... 64

3.3.1.1. Nivel Medio Normal ... 64

3.3.1.2. Nivel Avenida de Proyecto ... 66

3.3.1.3. Nivel Avenida Extrema ... 68

3.3.1.4. Desembalse rápido ... 70

3.3.1.5. Comprobación estabilidad de taludes ... 71

3.3.2. ASIENTOS MÁXIMOS ... 72

3.3.2.1. Nivel Medio Normal ... 72

(11)

3.3.2.3. Nivel de Avenida Extrema ... 74

3.3.2.4. Comprobación de los valores de resguardo... 74

3.3.3. ESTABILIDAD INTERNA ... 75

3.3.3.1. Filtros ... 75

3.3.3.2. Drenes ... 77

3.4. COMPROBACIÓN TENSIONAL ... 77

3.4.1. COMPROBACIÓN TENSIONAL A NMN ... 78

3.4.2. COMPROBACIÓN TENSIONAL A NAP ... 79

3.4.3. COMPROBACIÓN TENSIONAL A NAE ... 79

DOCUMENTO 4: CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES 80 4.1. VALORACIÓN FINAL DE LA REVISIÓN ... 81

BIBLIOGRAFÍA 84 ANEJO 1: CÁLCULO DE RESGUARDOS 87 RESGUARDO ... 88

COMBINACIÓN DE EFECTOS.DEFINICIÓN DE LOS RESGUARDOS DE PROYECTO ... 89

NIVELES DE EMBALSE EN AVENIDAS ... 89

ACCIÓN DE VIENTO ... 90

ACCIÓN SÍSMICA ... 95

ASIENTOS ANÓMALOS... 97

DESLIZAMIENTO DE LAS LADERAS DEL EMBALSE ... 97

RESGUARDO TOTAL PARA LAS SITUACIONES DE PROYECTO ... 98

ANEJO 2: LAMINACIÓN DE AVENIDAS 100 LAMINACIÓN DE AVENIDAS... 101

HOJA DE CÁLCULO DE LAMINACIÓN ... 104

(12)

(13)

UPCT 11 EICCPyIM FIGURA 1: LONGARONE ANTES (IZQUIERDA) Y DESPUÉS (DERECHA) DEL INCIDENTE 17

FIGURA 2: LOCALIZACIÓN DE LA PRESA DE ESTUDIO 19 FIGURA 3: EMPLAZAMIENTO DE LAS INSTALACIONES 22

FIGURA 4: VERTEDERO Y CANAL AGUAS ABAJO DE LA PRESA 23

FIGURA 5: GRÁFICA DE ELEVACIONES-DESCARGAS POR EL VERTEDERO DE LA PRESA 23

FIGURA 6: VISTA DE LA TORRE DE TOMA 25

FIGURA 7: PLANO DE SECCIÓN DEL ALIVIADERO Y EL CUENCO DE LA PRESA 29

FIGURA 8: CURVA DE DESCARGA DE LA PRESA 30

FIGURA 9: CURVA COTA-VOLUMEN DE LA PRESA 31

FIGURA 10: TABLA DE PERIODO DE RETORNO FRENTE A CMP 34

FIGURA 11: RELACIÓN TD-DA EN UN MODELO ELASTOPLÁSTICO PERFECTO COMO EL MOHR-COULOMB. 45

FIGURA 12: SUPERFICIES DE FLUENCIA PARA SUELOS COHESIVOS DEL MODELO MOHR-COULOMB EN EL ESPACIO DE TENSIONES

PRINCIPALES 46

FIGURA 13: GEOMETRÍA DEL MODELO DE ELEMENTOS FINITOS 50

FIGURA 14: GEOMETRÍA SIMPLIFICADA DEL MODELO DE ELEMENTOS FINITOS 50 FIGURA 15: POSICIÓN DE LOS NODOS Y DE LOS PUNTOS DE GAUSS EN LA MALLA DE ELEMENTOS FINITOS DE PLAXIS. 51

FIGURA 16: DISPOSICIÓN DE MATERIALES EN EL MODELO DE ELEMENTOS FINITOS 52

FIGURA 17: GEOMETRÍA FINAL DEL MEF 55

FIGURA 18: MALLADO BÁSICO GENERADO POR PLAXIS 55 FIGURA 19: MALLADO REFINADO GENERADO POR PLAXIS 55

FIGURA 20: CONDICIONES DE CONTORNO DEL MEF 56

FIGURA 21: TENSIONES EFECTIVAS INICIALES EN LA PRESA DE STUDIO 57

FIGURA 22: NIVEL FREÁTICO A NMN 57

FIGURA 23: PRESIÓN DE POROS EN LA PRESA DE ESTUDIO CON EL NIVEL FREÁTICO A NMN 58

FIGURA 24: LÍNEAS DE FLUJO A TRAVÉS DE LA PRESA CON EMBALSE A NMN 58

FIGURA 25: NIVEL FREÁTICO A NAE 58

FIGURA 27: LÍNEAS DE FLUJO A TRAVÉS DE LA PRESA CON EMBALSE A NAE 59

FIGURA 28: NIVEL FREÁTICO A NAP 59

FIGURA 30: LÍNEAS DE FLUJO A TRAVÉS DE LA PRESA CON EMBALSE A NAP 60

FIGURA 31: LOCALIZACIÓN DE LOS PUNTOS DE ESTUDIO DEL FACTOR DE SEGURIDAD 65 FIGURA 32: TENSIONES TOTALES DEBIDAS A LAS CARGAS APLICADAS A LA PRESA (NMN) 65

FIGURA 33: VALORES DE DESPLAZAMIENTOS TOTALES EN ROTURA (NMN) 65

FIGURA 34: GRÁFICA COEFICIENTE DE SEGURIDAD VS DESPLAZAMIENTO EN LOS PUNTOS ANALIZADOS. (NMN) 66

FIGURA 35: LOCALIZACIÓN DE LOS PUNTOS DE ESTUDIO DEL FACTOR DE SEGURIDAD. (NAP) 67

(14)

UPCT 12 EICCPyIM FIGURA 37: VALORES DE DESPLAZAMIENTOS TOTALES EN ROTURA (NAP) 67

FIGURA 38: GRÁFICA COEFICIENTE DE SEGURIDAD VS DESPLAZAMIENTO EN LOS PUNTOS ANALIZADOS. (NAP) 68 FIGURA 39: LOCALIZACIÓN DE LOS PUNTOS DE ESTUDIO DEL FACTOR DE SEGURIDAD (NAE) 68

FIGURA 40: TENSIONES TOTALES DEBIDAS A LAS CARGAS APLICADAS A LA PRESA. (NAE) 69

FIGURA 41: VALORES DE DESPLAZAMIENTOS TOTALES EN ROTURA (NAE) 69

FIGURA 42: GRÁFICA COEFICIENTE DE SEGURIDAD VS DESPLAZAMIENTO EN LOS PUNTOS ANALIZADOS. (NAE) 70

FIGURA 43: DEFINICIÓN DE NIVEL FREÁTICO PARA DESEMBALSE RÁPIDO (DR) 71

FIGURA 44: VALORES DE LOS DESPLAZAMIENTOS MÁXIMOS EN ROTURA (DR) 71

FIGURA 455: VALORES DEL DESPLAZAMIENTO VERTICAL EN LA PRESA EN NMN 73

FIGURA 46: VALORES DEL DESPLAZAMIENTO VERTICAL DE LA PRESA EN NAP 73

FIGURA 47: VALORES DEL DESPLAZAMIENTO VERTICAL DE LA PRESA EN NAE 74

FIGURA 48: CURVAS GRANULOMÉTRICAS DE LA PRESA 76

FIGURA 49: TENSIONES MÁXIMAS PARA NMN 78

FIGURA 50: TENSIONES MÁXIMAS PARA NAP 79

FIGURA 51: TENSIONES MÁXIMAS PARA NAE 79

FIGURA 52: MEDIDA DEL FETCH MEDIANTE GOOGLE EARTH 90

(15)

(16)

TABLA 1: COTAS GENERALES DE LA PRESA ... 21

TABLA 2: PERIODOS DE RETORNO DE LAS AVENIDAS, EN AÑOS ... 28

TABLA 3: PERIODO DE RETORNO FRENTE A CMP ... 34

TABLA 4: VALORES DE RESGUARDOS PARA SITUACIONES DE PROYECTO ... 38

TABLA 5: AUMENTOS DEL ANCHO DE CORONACIÓN RECOMENDADOS EN ZONAS SÍSMICAS ... 39

TABLA 6: CARACTERÍSTICAS DEL MATERIAL DEL NÚCLEO ... 53

TABLA 7: CARACTERÍSTICAS DEL MATERIAL DEL FILTRO ... 53

TABLA 8: CARACTERÍSTICAS DEL MATERIAL DEL ESPALDÓN ... 53

TABLA 9: CARACTERÍSTICAS DEL MATERIAL ALUVIONAL ... 54

TABLA 10: CARACTERÍSTICAS DEL SAPROLITO ARCILLOSO ... 54

TABLA 11: VALORES DEL FACTOR DE SEGURIDAD AL ALCANZAR LA ROTURA ... 66

TABLA 14: FACTOR DE SEGURIDAD PARA CASO DE DESEMBALSE RÁPIDO ... 71

TABLA 15: COEFICIENTES DE SEGURIDAD MÍNIMOS RECOMENDADOS SEGÚN LA CATEGORÍA DE LA PRESA PARA LA ESTABILIDAD AL DESLIZAMIENTO ... 72

TABLA 16: RESUMEN DE FACTORES DE SEGURIDAD OBTENIDOS DURANTE EL ANÁLISIS DE LA PRESA ... 72

TABLA 17: REDUCCIÓN DE LOS RESGUARDOS DISPONIBLES ... 74

TABLA 18: VALORES DE LAS TENSIONES MÁXIMAS ADMISIBLES EN DISTINTOS TERRENOS ... 78

TABLA 19: VIENTOS A CONSIDERAR PARA CÁLCULO DE ALTURA DE OLA ... 91

TABLA 20: ALTURAS DE OLA A CONSIDERAR PARA LOS RESGUARDOS ... 94

TABLA 21: VALORES SÍSMICOS PARA CONSIDERAR EN LOS RESGUARDOS ... 97

(17)

D

OCUMENTO

1:

I

NTRODUCCIÓN Y

(18)

1.1. Introducción y objeto

Todas las sociedades reconocen de manera mayoritaria los extraordinarios beneficios asociados a las grandes presas que, en el caso de los países del tercer mundo, constituyen infraestructuras imprescindibles para el desarrollo social y económico. Entre otros, las presas aseguran el abastecimiento de recursos hídricos a grandes ciudades, permiten el desarrollo de la agricultura y la ganadería, protegen territorios de los efectos de grandes avenidas, proporcionan energía eléctrica de gran valor estratégico, facilitan la navegación interior en muchos países del mundo, pueden llegar a establecer nuevos ecosistemas para la flora y la fauna, contribuyen al desarrollo de actividades turísticas y de ocio en su entorno, etc.

Las presas se proyectan por lo general de manera conservadora, se construyen adecuadamente y se explotan con meticulosidad. No obstante, resulta indiscutible que los beneficios enumerados vienen acompañados de un riesgo importante sobre un gran número de personas y propiedades.

En el ejercicio de la profesión ingenieril, históricamente se ha admitido que el concepto “presa segura” iba unívocamente ligado al de “seguridad absoluta”; y así era asumido igualmente por la sociedad en su conjunto. Sin embargo, la afirmación anterior no es real y, ciertamente, resulta inviable como objetivo práctico en la gestión de la seguridad. La realidad es que toda presa, por segura que se suponga, siempre conserva una cierta cuantía de riesgo residual.

La historia de las presas nos enseña que, aun siendo las roturas esporádicas, suelen resultar gravosas para la vida humana y la economía de un área en su conjunto. Acontecimientos pasados denotan como presas diseñadas y construidas de acuerdo con la buena práctica han sufrido, de igual forma, severos accidentes acompañados de consecuencias catastróficas; como el embalse de Vaiont mostrado en la Figura 1.

(19)

Figura 1: Longarone antes (izquierda) y después (derecha) del incidente

Se debe tener en cuenta que los parques hidráulicos de los principales gestores de presas dentro y fuera de España muestran una edad media de más de 50 años, con una velocidad de deterioro alta asociada al envejecimiento de las estructuras.

Por ello, gestionar los riesgos asociados con el envejecimiento de las instalaciones es uno de los principales retos de diferentes gestores y administraciones hidráulicas, en particular en términos de la seguridad hidráulica.

La implantación del “Reglamento Técnico sobre Seguridad de Presas y Embalses” en España, facilitó las labores de evaluación de seguridad y toma de decisiones acerca de presas ya construidas. Sin embargo, dicha evaluación en otros países no se encuentra regulada, por lo que en el presente trabajo fin de máster se plantea la aplicación de las directrices contenidas en dicho reglamento y en las “Guías Técnicas de Seguridad de Presas” para una presa situada en la República Dominicana.

Las principales presas de República Dominicana sirven de abastecimiento de agua para consumo humano y agricultura, producción de energía y control de avenidas. Las presas de embalse tienen una capacidad total de almacenamiento de 2.405,64 millones de metros cúbicos de agua, una capacidad de producir unos 460,30 MW y una producción promedio neta anual de 1.185,95 GW·h

El control de avenidas es una de las funciones básicas de las presas dominicanas. En un país donde son frecuentes los episodios extremos como ciclones y huracanes, se hace fundamental la laminación de avenidas que consiguen las presas.

El manejo de las presas de embalse en República Dominicana, en lo que a su operación se refiere, se debe revisar. Esto se debe a que gran parte de la población vive aguas debajo de

(20)

los embalses, lo que provoca un alto grado de inseguridad en episodios extremos como los mencionados anteriormente.

Aunque sin duda, uno de los mayores problemas que afectan a las presas del país es el efecto de sedimentación producida por la deforestación de sus cuencas, que genera fenómenos de aterramiento en los embalses y la pérdida de la capacidad de los mismos para almacenar el agua de las crecidas.

El presente proyecto se divide en tres documentos básicos que afrontan los aspectos más relevantes de la seguridad de la presa:

Documento de seguridad hidrológica. Se encarga del estudio de la laminación de las avenidas entrantes al embalse, así como la determinación de los niveles del embalse y los resguardos de seguridad mínimos.

Documento de seguridad estructural. Los cuerpos de las presas de materiales sueltos deben ser objeto de estudio estructural con el propósito de evaluar, entre otros aspectos, su seguridad frente a rotura por deslizamiento, su estabilidad interna y sis asientos máximos en la cota de coronación.

Documento de conclusiones y recomendaciones. En este se realizará una reflexión sobre los resultados obtenidos y la propuesta de medidas que mejoren el funcionamiento actual de la presa.

En un informe de seguridad de presas al uso, sería necesario un estudio geológico y geotécnico profundo, así como auscultaciones y revisiones de campo sobre el terreno de la presa. En el presente estudio se han dejado a un lado dichas revisiones por motivos obvios.

El procedimiento general que debe usarse para verificar que la estabilidad al deslizamiento de una presa de materiales sueltos es adecuada, exige la consideración de los siguientes aspectos parciales:

- Acciones y sus posibles combinaciones - Estado de presiones intersticiales

- Resistencias del cimiento y del cuerpo de la presa - Definición de las situaciones de proyecto a analizar - Utilización de un método de cálculo adecuado

(21)

1.2. Descripción de la presa, embalse y su historia.

La presa de estudio está ubicada a seis kilómetros del municipio de Cotui, capital de la provincia de Sánchez Ramírez, en República Dominicana.

Figura 2: Localización de la presa de estudio

Su construcción comenzó en agosto de 1977 y concluyó en el año 1984. El costo de la obra ascendió a 41 millones de dólares y fue financiada completamente con recursos propios del Gobierno Dominicano.

Dicha estructura, es una presa de materiales sueltos con núcleo central de arcilla y altura desde el cauce del río de 52,75 metros. Está compuesta de un vertedero libre, un túnel que termina en una casa de máquinas y dos válvulas de descarga auxiliar.

La fuente de abastecimiento del embalse es el río Yuna, de 138 km de longitud y un caudal medio de 35,4 m3/s. Ésta es la cuenca hidrográfica de mayor precipitación en República Dominicana, su extensión es de 5235 km2.

El embalse, es capaz de acumular 441 millones de m3, de los cuales 25 millones están destinados a ser ocupados por sedimentos, según estima el estudio batimétrico realizado en proyecto.

Por tanto, el volumen útil del embalse es de 416 millones de m3 y está comprendido entre los niveles 62,50 m.s.n.m. (correspondiente a la obra de toma de la central cuando opera como desagüe de fondo) y la cota 86,50 correspondiente al nivel máximo de operación.

(22)

Por encima del nivel 86,50 hasta la cota 102,75 es capaz de almacenar 600 millones de m3 adicionales, los cuales están destinados a crecidas con periodo de retorno de 10.000 años.

1.2.1. Características de la presa

1.2.1.1. Características principales

Las características principales del diseño original son:

- Área de la cuenca 1192 km2

- Longitud de la corona de la presa 1740 m

- Elevación de la corona de la presa 102,75 m.s.n.m. - Elevación de la cresta del vertedero 86,5 m.s.n.m. - Nivel máximo de operación normal 86,5 m.s.n.m. - Nivel mínimo de operación de la turbina 70,00 m.s.n.m. - Nivel mínimo de operación (riego) 62,50 m.s.n.m. - Crecida máxima probable 12850,00 m3_/s

- Capacidad máxima del vertedero 650,00 m3/s - Capacidad instalada 8,00 MW

- Caudal máximo de turbinación 30,00 m3/s

- Caudal máximo de los desagües auxiliares 140,00 m3_/s

1.2.1.2. Cotas generales de la presa

Las cotas que determinan la geometría de la presa se muestran en la Tabla 1.

COTAS GENERALES DE LA PRESA

COTA SUPERIOR DE LA OBRA DE TOMA MSNM 60,50

COTA BARICENTRICA DE LA OBRA DE TOMA MSNM 58,25

COTA INFERIOR DE LA OBRA DE TOMA MSNM 56,50

COTA CAMARA DE MANIOBRA DE COMPUERTAS MSNM 102,75

COTA DE ENTRADA TUBERIA DE PRESION MSNM 56,50

(23)

COTA DE VERTIDO LIBRE DEL VERTEDERO MSNM 86,50

COTA DE LA SOLERA ORIFICIOS DEL VERTEDERO MSNM 84,00 COTA PARA NIVEL MAXIMO NORMAL DE OPERACION MSNM 86,50

COTA PARA NIVEL MINIMO DE OPERACION MSNM 70,00

COTA PLANO MEDIO DEL DISTRIBUIDOR MSNM 51,00

COTA FONDO TUBO DE ASPIRACION MSNM 45,00

COTA DE MAXIMO EXTRAORDINARIO MSNM 100,75

COTA DE RESTITUCION MINIMA NIVEL MSNM 62.,50

COTA DE LOS DESAGUES DE FONDO MSNM 55,50

COTA DE LA CORONA DEL MURO MSNM 102,75

COTA CENTRO DE TURBINA MSNM 51,00

COTA CANAL DE DESCARGA NIVEL MINIMO AGUAS DEBAJO DE TURBINA MSNM 49,00

Tabla 1: Cotas generales de la presa

1.2.1.3. Medios de desagüe de la Presa

Los medios que dispone esta obra para producir descargas son la turbina, los desagües auxiliares y el vertedero. En caso de emergencia debida a huracán, los elementos más importantes son el vertedero y los desagües auxiliares. El vertedero no tiene compuertas, por lo que su operación no requiere de la intervención humana. Funciona como vertido libre a partir de un nivel en el embalse próximo a la cota 86,5 m.s.n.m. y está dotado de un murete superior a la cota 90,5 m.s.n.m. que lo convierte en un vertedero de descarga en orificio.

En informes de seguridad anteriores, se señaló que por disponer la presa de una sola conducción, la cual alimenta todos los medios de descarga controlada, no se ha dado mantenimiento a la tubería de presión ni a la válvula mariposa, pues para esto habría que dar un cierre total y dejar sin agua de la presa a la zona de riego y los acueductos existentes aguas abajo.

(24)

1.2.1.4. Vertedero

Durante la etapa de construcción el vertedero fue modificado respecto al diseño original. El diseño original consistía en un azud vertedor, de tipo convencional sin compuertas. La modificación consistió en crear dos vanos, por medio de la construcción de tabiques de cierre apoyados en las pilas extremas y la pila central. De este modo se conforman dos orificios formados por el borde inferior del tabique y el umbral del azud sin estructura de control.

Figura 3: Emplazamiento de las instalaciones

El vertedero se encuentra ubicado al otro lado de un pequeño cerro del estribo derecho de la presa. Dicho vertedero tiene un ancho de 60 m con una corona plana de aproximadamente 12m de ancho.

Consiste en dos orificios de 4 m de altura por 8 m de ancho cada uno, con sus soleras a la cota 84,00 m.s.n.m. Aguas debajo de los orificios, la rápida continúa en un canal revestido en hormigón de 800 m de longitud incluyendo zona de disipación o amortiguamiento.

(25)

Figura 4: Vertedero y canal aguas abajo de la presa

El vertedero existente toma en cuenta una necesidad de reducir las descargas hacia aguas abajo por medio del vertido libre hasta un caudal de 370 m3/s y a partir de eses valor, descargas restringidas por operación de orificios hasta los 650 m3_{/s de capacidad máxima.}

(26)

1.2.1.5. Casa de válvulas o de chorro hueco

Existen dos válvulas de chorro hueco de 2,44 m de diámetro. Tienen una capacidad teórica del orden de 70 m3/s cada una a 86,50 m.s.n.m. y 82 m3/s cada una a 100,75 m.s.n.m. con 100% de apertura. Son accionadas mediante presión hidráulica por dos servomotores y un sistema manual para casos de emergencia.

Su finalidad es regular los caudales de riego cuando la turbina no esté operando y como desagües de fondo en caso de ser necesario para acelerar el desembalse de la presa o en un evento climatológico de envergadura.

La carga hidrostática máxima es de 43,0 m y la carga hidrodinámica es de 97,0 m máxima y una carga máxima de maniobra de 43 m.

- DIAMETRO NOMINAL 2,438 m

- CARGA HIDROSTATICA MAXIMA 43,00 m

- CARGA HIDRODINAMICA MAXIMA 91,00 m - DESCARGA MINIMA A 62,5 msnm 30 m3/s - DESCARGA MAXIMA A 86,5 msnm 70 m3/s - DESCARGA MAXIMA A 100,75 msnm 82 m3/s

(27)

1.2.1.6. Obra de toma

Figura 6: Vista de la torre de toma

Se trata de una toma de agua en torre compuesta por:

- 1 juego de rejillas móviles maniobradas por polipasto

- 1 ataguía de 3,2 x 4 m, a 44,25 m.s.n.m. maniobrada por torno

- 1 compuerta vagón de 3,2 x 4 m a 44,25 m.s.n.m. maniobrada por servomotor de aceite

1.2.1.7. Tubería de presión

La tubería de presión consiste en un conducto circular de acero con un diámetro interior de 4 metros y una longitud aproximada de 495 m y comprende dos codos. El caudal de diseño es de 160 m3/s y espesor de 14 mm, empotrada en hormigón a todo lo largo de su recorrido.

Está provista de dos bifurcaciones: un primer pantalón asimétrico provisto de un ramal de 2650 m hasta la válvula mariposa para unión con la turbina con un caudal de 30 m3/s, de 54 m de longitud.

(28)

Un segundo pantalón simétrico dividido en dos ramales de 2.830 m, de longitud 23 m aproximadamente cada uno hasta las válvulas de chorro hueco con capacidad máxima de 82 m3/s cada uno.

- PRESION ESTATICA AGUAS ABAJO 43 m

- SOBREPRESION MAXIMA GOLPE DE ARIETE 48 m - DISTRIBUCION LINEAL DE LA SOBREPRESION 0-48 m - PRESION MAXIMA DE SERVICIO AGUAS ABAJO 91 m

- CAUDAL MAXIMO DE DISENO 160 m3/s

(29)

(30)

2.1. Introducción

El presente documento se enmarca dentro de lo establecido en el “Reglamento técnico sobre seguridad de presas y embalses”, referido a la preceptiva primera revisión y análisis de seguridad de la presa en la provincia de Sánchez-Ramírez en república Dominicana.

En este artículo se procede a diagnosticar la seguridad hidrológica e hidráulica de la presa basándose en las recomendaciones de la Guía Técnica Nº2 de Seguridad de presas.

A efectos de verificación de la seguridad hidrológica e hidráulica de la presa, se definirá el nivel de agua en el embalse de acuerdo a los criterios de combinación de acciones que se indican en la Guía Técnica Nº2.

Se considerarán dos tipos de avenida denominadas “de proyecto” y “extremas” de forma que se satisfagan los siguientes periodos mínimos: (De acuerdo a la Guía Técnica)

Categoría de la presa Avenida de proyecto Avenida extrema

A 1000 5000-10000

B 500 1000-5000

C 100 100-500

Tabla 2: Periodos de retorno de las avenidas, en años

Dado que la presa de estudio está clasificada como categoría A, la avenida de proyecto a considerar será de 1000 años mientras que la avenida extrema será de entre 5000 y 10000 años, para garantizar un margen de seguridad suficiente se considera de 10000 años.

2.2. Evaluación de la Seguridad Hidráulica

2.2.1. Capacidad del aliviadero

Se parte de la información recogida en el proyecto original para la caracterización hidráulica del vertedero y el cálculo del caudal que dicho aliviadero es capaz de desaguar a lo largo del tiempo.

Como ya se comentó anteriormente, el aliviadero de esta presa funciona mediante vertido libre entre la cota 86,50 y 90,50 m.s.n.m. y como descarga en orificio cuando se supera la cota 90,50 m.s.n.m.

(31)

Se trata de un aliviadero de 60 metros de longitud alejado del cuerpo de presa (presa de materiales sueltos) y sin regular por compuertas.

Para el vertido libre se toma un coeficiente de descarga igual a 1,62 y se aplica la siguiente fórmula:

Donde:

- Cd: Coeficiente de descarga

- L: Longitud efectiva de vertido teniendo en cuenta las contracciones laterales provocadas por las pilas y los estribos L’ = L – 0,175 x h

- H: Altura de vertido

Figura 7: Plano de sección del aliviadero y el cuenco de la presa

Cuando la lámina libre alcanza la cota 90,5 m.s.n.m. la descarga se comporta como un orificio de 4 metros de alto y 60 de ancho, en el que no se considera el efecto de las pilas intermedias que soportan el murete de cierre.

La fórmula empleada en este caso, se obtiene del “Tratado Básico de presas” de Eugenio Vallarino:

(32)

Siendo:

- K: Coeficiente de valor 0,656

- h: Altura del agua del embalse sobre el eje de la compuerta o desagüe - L: Longitud de vertido

Al representar la curva de descarga del embalse, se aprecia cómo, al alcanzar el valor umbral de 90,5 m.s.n.m. se produce una discontinuidad. Este hecho se produce debido a la no continuidad de las formulas empleadas para descarga en vertido libre y descarga en orificio. (Figura 8)

Figura 8: Curva de descarga de la presa

2.2.2. Curva Cota-Volumen

De la bibliografía se extrae la fórmula que determina la curva cota-volumen de la presa de estudio y que más adelante se empleará para la caracterización hidrológica de la misma.

0 100 200 300 400 500 600 700 85 85 ,0 16 85 ,1 59 85 ,7 74 87 ,7 36 90 ,6 23 93 ,2 50 95 ,3 46 96 ,9 89 98 ,2 79 99 ,3 29 10 0,240 10 1,048 10 1,770 10 2,364 10 2,786 10 3,056 10 3,215 10 3,302 10 3,342 10 3,350 10 3,33 6 10 3,307 10 3,274 10 3,238

(33)

Figura 9: Curva Cota-Volumen de la presa

2.2.3. Avenidas a considerar

El Reglamento Técnico sobre Seguridad en Presas y Embalses cita en su artículo 11:

“En el proyecto y en la explotación se definirán razonadamente, en función de la clasificación frente al riesgo de la presa, dos tipos de avenidas afluentes al embalse:

A) Avenida de proyecto. Máxima avenida que debe tenerse en cuenra para el dimensionado del aliviadero, los órganos de desagüe y las estructuras de disipación de energía, de forma que funcionen correctamente.

B) Avenida extrema. La mayor avenida que la presa puede soportar. Supone un escenario límite al cual puede estar sometida la presa sin que se produzca su rotura, si bien admitiendo márgenes de seguridad más reducidos.”

A la hora de evaluar ambos extremos, se han empleado los criterios de diseño actuales siguiendo las recomendaciones establecidas en las Guías Técnicas de Seguridad de Presas Avenida de proyecto y Aliviaderos y desagües, del Comité Nacional Español de Grandes Presas. Según dichas guías se pueden asignar para presas de materiales sueltos como la de estudio, clasificada A, los siguientes periodos de retorno:

50 55 60 65 70 75 80 85 90 0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350 375 400 425 450 475

(34)

- Avenida de proyecto: T = 1.000 años - Avenida extrema: T = 5000 - 10000 años

En el Anejo 2, se realiza una simulación de la laminación, mediante el método de PULS, que se produciría en el embalse de la presa de estudio en caso de que se presentara la avenida de periodo de retorno de 1000 y 10000 años, teniendo en cuenta los resguardos estacionales.

2.2.4. Cálculo de la Crecida Máxima Probable

2.2.4.1. ¿Qué es la CMP?

El método de la Crecida Máxima Probable se desarrolló principalmente al socaire de las centrales nucleares, cuya garantía de seguridad exigible es aún superior a la de una presa, pues la rotura de ésta puede causar una gran catástrofe, pero al fin y al cabo limitada en el espacio y en el tiempo, mientras que una catástrofe nuclear por inundación puede añadir a la gravedad letal de su radiación su permanencia durante décadas o siglos por sí misma y por los efectos genéticos, además de su expansión incontrolable hasta muy largas distancias. Los estudios de la CMP realizados para las centrales nucleares han resultado muy útiles para aplicarlos a las presas, con las oportunas adaptaciones.

La dificultad de la obtención de la CMP reside, como ya se hizo notar, en la evaluación de los parámetros e hipótesis, y concretamente en los siguientes puntos del proceso de cálculo:

- Estimación de los tiempos de transporte desde cada punto o zona al de control. - Coeficiente de infiltración del suelo y retención vegetal en las distintas zonas para

obtener la escorrentía superficial. Estos parámetros dependen de las lluvias precedentes, por lo que, para suponerlos en el grado más desfavorable, se consideran unas lluvias anteriores que hayan saturado parcialmente el suelo y la vegetación. Es bastante normal admitir un aguacero previo del orden del 30 al 50% de la PMP, tanto a los efectos de saturación del suelo como para la formación de un caudal base existente en el río al comenzar la PMP.

- Efectos de retención parcial en los ensanchamientos del cauce y de autolaminación producida por la elevación de altura de la lámina de agua y su propagación hacia aguas abajo. Este último efecto puede ser notable en cuencas

(35)

muy extensas, en las que no puede darse un temporal extremo en toda su extensión.

- Los embalses parciales naturales en el cauce (por ejemplo, en un estrechamiento con un ensanchamiento aguas arriba) se traducen en los tiempos de transporte del agua y, por tanto, en las isócronas y tiempo de concentración (retardándolos). Pueden estimarse previamente si hay sitios que por su topografía predisponen a ello y comprobar, después de calculado el hidrograma, si lo supuesto responde o no a lo que resulta y, con sucesivas rectificaciones, seguir hasta lograr una aceptable coincidencia. Si los embalses formados fueran de suficiente importancia, cabe dividir la cuenca en varias definidas por ellos y analizar cada una partiendo de los hidrogramas de salida de las superiores inmediatas, habida cuenta del efecto de retención.

- Con independencia de las retenciones en el cauce, el entumecimiento de la lámina produce una retención por el volumen absorbido y después un mayor caudal y velocidad por el incremento de altura, efectos que hay que analizar en conjunto, teniéndolo en cuenta en el modelo o por tanteos.

El proceso, como se ve, no es fácil, aunque sí factible. Las incertidumbres sobre las hipótesis y parámetros pueden paliarse con márgenes de variación y estudios de sensibilidad, haciendo variar los datos en más y menos sobre los medios supuestos para apreciar cómo pueden influir en los resultados y poder decidir las combinaciones más desfavorables, o bien adoptar las más probables pero conociendo y aceptando la magnitud de la dispersión posible.

2.2.4.2. CMP en la presa de estudio

En el caso de la presa de estudio, se proporciona una tabla en la que se relaciona el periodo de retorno con el porcentaje sobre la CMP (Figura 3). El valor de la CMP es de:

(36)

Período de retorno (años) Porcentaje de CMP

10 0,2 100 0,265 500 0,308 1000 0,33 3000 0,37 6000 0,42 10000 0,486 100000 1

Tabla 3: Periodo de retorno frente a CMP

Figura 10: Tabla de periodo de retorno frente a CMP

Puesto que la presa es categoría A, las CMP a considerar serán:

- Para la avenida de proyecto, con un periodo de retorno de 1000 años y un porcentaje de la CMP de 0,33:

- Para la avenida extrema, con un periodo de retorno de 10000 años y un porcentaje de la CMP de 0,486: 1 10 100 1000 10000 100000 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 Per ío d o d e r e to rn o (añ o s) Porcentaje de CMP

(37)

2.2.5. Laminación de avenidas. Método de PULS

La laminación es un fenómeno natural que se produce en los ríos. Si no hay aportaciones o detracciones significativas de caudal en un tramo, se comprueba que las variaciones, tanto en sentido creciente como decreciente, son menores en la sección aguas abajo que aguas arriba, es decir, se produce unaatenuación en las desviaciones respecto al caudal medio.

Esto se traduce en una disminución de los caudales máximos y un incremento de los mínimos al pasar a través del recorrido del río. Así, una avenida con una única punta se convierte en otra con un caudal máximo menor, que se retrasa en el tiempo y como el volumen total del agua circulante es constante, tiene una mayor duración.

Físicamente, cuando los caudales son crecientes, parte del agua que entra sale por el otro extremo y parte se almacena en el ramal. El agua almacenada incrementará los caudales de salida cuando estos estén ya en disminución.

Si en el tramo hay un embalse, el efecto de la laminación suele ser mayor y depende de la superficie de espejo del agua. Algo similar sucede en las grandes llanuras de inundación en las que las áreas mojadas son mayores y el efecto de la laminación es más notable.

Si el embalse no está lleno, queda lo que se denomina un resguardo, y se puede almacenar en él la parte inicial de la avenida o hacerla desaparecer por completo si su volumen es inferior a este resguardo.

Trabajando con los embalses se pueden disminuir de forma importante los efectos de las avenidas: se pueden aumentar los resguardos en función de las predicciones meteorológicas, desfasar las puntas de las avenidas (con lo que se evita su suma algebraica en las confluencias de varios cauces), e, incluso, convertir unos caudales perjudiciales por su elevada magnitud en un recurso utilizable cuando hay escasez.

Método de PULS

Conceptualmente, el método de PULS se basa en la aplicación de la ecuación de continuidad de Saint-Venant, adaptada para la situación concreta que se analiza. Por ello, se parte de la ecuación:

(38)

Donde:

- S1: Almacenamiento al comienzo del intervalo - S2: Almacenamiento al finalizar el intervalo

- I1: Hidrograma de entrada al comienzo del intervalo - I2: Hidrograma de entrada al final del intervalo - O1: Hidrograma de salida al comienzo del intervalo - O2: Hidrograma de salida al final del intervalo

Si se agrupan los términos conocidos en un coeficiente, al que se denomina a1, se puede establecer:

Los valores desconocidos S2 y O2 se pueden expresar en función de la altura de la lámina de agua. S2 gracias a las expresiones facilitadas en el proyecto inicial de la presa y a diversos estudios topográficos y O2 referida a la capacidad de desagüe de los órganos de la presa.

( ) Donde:

- Cv: Coeficiente del vertedero. - L: La longitud efectiva del vertedero

Así, el procedimiento de cálculo consiste en un método iterativo que comprende las siguientes fases:

1. Cálculo de a1.

2. Se supone que H2 es igual a H1 en una primera aproximación

3. Se obtiene el caudal de salida O2 mediante la ecuación correspondiente.

4. Se calcula el volumen almacenado S2 mediante la ecuación vista anteriormente. 5. Se obtiene la altura H2 correspondiente a dicho almacenamiento

(39)

7. Si este valor de O2, es muy próximo o coincide con el obtenido en el apartado 3, se ha conseguido la convergencia, en caso contrario, se realiza la siguiente iteración comenzando en el apartado 4.

2.3. Niveles de embalse

El Reglamento Técnico sobre Seguridad en Presas y Embalses cita en su artículo 12:

“En fases de proyecto y explotación se definirán los niveles de embalse siguientes:

a) Nivel Máximo Normal (NMN). Es el máximo nivel que puede alcanzar el agua en el embalse en un régimen normal de explotación. Su valor se justificará en el Proyecto y en las normas de Explotación del embalse.

b) Nivel para la Avenida de Proyecto (NAP). Es el máximo nivel que se alcanza en el embalse, considerando su acción laminadora cuando recibe la avenida de proyecto. c) Nivel para la Avenida Extrema (NAE): es el máximo nivel que se alcanza en el embalse

si se produce la avenida extrema, habida cuenta de la acción laminadora del mismo.” El nivel máximo normal (NMN) es el máximo nivel de operación del embalse en situaciones de explotación normal. Se recomienda, por parte de las “Guías Técnicas de Seguridad de Presas”, que este nivel se defina, en general, como el que pueda crear, aguas abajo una avenida no superior a las de 50 años de periodo de retorno.

El nivel de avenida de proyecto (NAP) será el que se obtenga con una avenida con periodo de retorno de 1000 años para una presa de categoría A, como la de estudio.

El nivel para la avenida extrema (NAE) se obtendrá al realizar la laminación de la avenida con periodo de retorno de 10000 años para presas categoría A.

Siguiendo los cálculos de la laminación del hidrograma realizados en el Anejo II del presente estudio, se han obtenido los siguientes niveles de embalse:

(40)

2.4. Resguardos

El Reglamento Técnico sobre Seguridad en Presas y Embalses cita en su artículo 13:

“Se entiende por resguardo a la diferencia entre el nivel de agua del embalse en una situación concreta y la coronación de la presa. A los efectos de definición del resguardo se entenderá como cota de coronación la más elevada de la estructura resistente del cuerpo de la presa.

De acuerdo con los niveles de embalse establecidos en el Artículo 12, se definen los resguardos para las dos situaciones principales del embalse:

- Resguardo normal. Es el relativo al Nivel Máximo Normal (NMN). Este resguardo además de ser suficiente para el desagüe de las avenidas, será igual o superior a las sobreelevaciones producidas por los oleajes máximos, incluyendo los debidos a los efectos sísmicos.

- Resguardo mínimo. Es el relativo al Nivel de Avenida de Proyecto (NAP). Este resguardo será igual o superior a las sobreelevaciones producidas por los oleajes en situaciones de avenida, y para su determinación se tendrá en cuenta el desagüe de la avenida extrema”

El cálculo detallado de los resguardos máximo, mínimo e intermedio para la presa de estudio se presenta en el Anejo I, en el que se puede comprobar cómo se cumplen todas las condiciones de resguardo aplicables, como se puede observar en la tabla siguiente, extraída del Anejo.

Situación de

proyecto Resguardo requerido Resguardo disponible

Factor de Seguridad Normal 8,0755 13,167 1,63 Extremo 1,436 7,77 5,41 De proyecto 3,686 10,95 2,97 1,47 7,44

(41)

2.4.1. Ancho de coronación

Además de los resguardos exigibles para la presa de estudio ante las situaciones de proyecto comentadas anteriormente, es necesario realizar el cálculo el ancho de coronación que satisfaga el requerimiento de anchura mínima.

Según la práctica española, la anchura de coronación en zonas de baja sismicidad, será la que resulte de aplicar la siguiente fórmula:

√ Siendo:

- C: Ancho de coronación - H: Altura de la presa en metros

En zonas de sismicidad media o alta, como es el caso, se aumentará la anchura resultante según se indica en la siguiente tabla, extraída de la “Guía Técnica Nº2 de Seguridad de Presas”.

Categoría de la presa Sismicidad

Baja Media Alta

A 0 20% 40%

B 0 10% 20%

C 0 0 10%

Tabla 5: Aumentos del ancho de coronación recomendados en zonas sísmicas

Por tanto, la anchura de coronación exigible es de:

( √ ) ( √ )

Mientras que en los planos originales de proyecto, se puede observar que el ancho de coronación de la presa es de 10 m, lo que lo hace insuficiente. Si bien es verdad que el ancho de coronación apenas tiene influencia en la estabilidad de la presa, este ha de responder a criterios funcionales y constructivos.

(42)

(43)

3.1. Información disponible

La información disponible para la redacción del presente documento procede de diversas fuentes:

- Estudio de la vulnerabilidad de las grandes presas. Secretariado técnico de la presidencia, República Dominicana.

- Informes sobre la inspección del comité de operación de embalses en emergencias.

- Planos originales de construcción de la presa.

3.2. Cálculo estructural

3.2.1. Introducción

Para el estudio tensional de la presa se ha empleado un modelo de elementos finitos que se ha realizado mediante el programa PLAXIS V.8.6.

3.2.1.1. Introducción a PLAXIS V.8.6

PLAXIS V.8.6. es un software de elementos finitos bidimensionales para el análisis de la deformación, estabilidad y redes de flujo en el ámbito de la ingeniería geotécnica. El desarrollo de PLAXIS comenzó en 1987 en la Universidad Técnica de Delft, Países Bajos, por iniciativa del Ministerio de Obras Públicas y Recursos Hídricos.

En la actualidad, PLAXIS es uno de los programas de elementos finitos más empleados para el diseño y cálculo de obras geotécnicas en todo el mundo. La inmensa mayoría de estas obras requieren modelos avanzados para la simulación del comportamiento no lineal, anisótropo y dependiente del tiempo del suelo. Además, puesto que el suelo es un material trifásico, son necesarios procedimientos específicos para tratar las presiones intersticiales generadas en el mismo. Aunque la modelización del suelo es una tarea compleja en sí misma, la mayoría de los proyectos geotécnicos implican la modelización de estructuras y su interacción con el terreno.

La capacidad de representar el comportamiento del suelo conjuntamente con el de las estructuras que con él interactúan, la inclusión de modelos constitutivos avanzados y la capacidad de discernir entre presiones intersticiales y presiones externas son, pues, las

(44)

grandes ventajas del entorno de PLAXIS. Algunas de las principales características de este software son las siguientes:

- Entrada gráfica del modelo geométrico: el programa permite una modelización detallada de la geometría basada en procedimientos de diseño tipo CAD. Además, permite incluir materiales, estructuras, cargas, condiciones de contorno y fases de construcción.

- Coeficientes de seguridad: existe la posibilidad de aplicar coeficientes de seguridad parciales basados en el método de los Estados Límite Últimos acorde a normativas como el Eurocódigo-7 o el LRFD, además del cálculo de los Estados Límite de Servicio.

- Generación automática de la malla: construido el modelo geométrico, es posible generar automáticamente una malla de elementos finitos 2D con opción de refinarla en todo el modelo o allá donde sea necesario.

- Elementos de orden superior: se pueden emplear elementos triangulares de 6 o de 15 nodos.

- Interfaces: herramienta que permite modelar la interacción suelo-estructura. - Elementos estructurales: como placas, anclajes y geomallas, cada una de ellas con

sus correspondientes propiedades.

- Túneles: de sección circular o no circular generados a partir de arcos y rectas. - Cargas: el programa permite incluir diferentes tipos de carga –puntuales, lineales,

distribuidas o desplazamientos prescritos– a aplicar sobre el modelo geométrico. - Modelo Mohr-Coulomb: se trata de un modelo no lineal basado en los parámetros

del suelo conocidos en la mayoría de casos prácticos. Sin embargo, no todas las características no lineales del suelo están incluidas en este modelo.

- Modelos avanzados del suelo: se incluyen modelos elastoplásticos para recoger el comportamiento de diferentes tipos de suelo y para representar situaciones específicas. Algunos de ellos son el modelo Hardening-Soil, el modelo Soft Soil Creep y el modelo Cam Clay Modificado.

- Modelos definidos por el usuario: esta característica permite incluir un modelo programado por el propio usuario para realizar los cálculos.

- Soil-Tests: es una forma muy útil de comprobar el comportamiento de un material según los parámetros y modelo elegidos. Esta herramienta permite simular varios

(45)

tipos de ensayos típicos y comparar los resultados con ensayos reales de laboratorio.

- Presiones intersticiales en exceso: PLAXIS distingue entre suelos con drenaje y sin drenaje. Las presiones intersticiales en exceso se computan durante los cálculos plásticos cuando un estrato de suelo sin drenaje se somete a cargas externas. - Control de la longitud de arco: esta característica permite realizar mediante

algoritmos iterativos, cálculos de cargas de hundimiento, coeficientes de estabilidad y mecanismos de rotura.

- Construcción por etapas: permite una simulación realista de la construcción y ejecución de los trabajos mediante la activación y desactivación de grupos de elementos, cargas, niveles freáticos, etc.

- Análisis de consolidación: el descenso del exceso de presión de poros en relación al tiempo se puede calcular mediante este análisis que requiere la entrada de coeficientes de permeabilidad de las capas de suelo definidas.

- Factor de seguridad: define la relación de la resistencia al corte disponible frente a la mínima resistencia al corte necesaria para mantener el equilibrio.

- Análisis de Lagrange actualizado: mediante esta opción, la malla se regenera automáticamente durante los cálculos.

- Presentación de resultados: los valores obtenidos de desplazamientos, tensiones y deformaciones, entre otros, se visualizan en las tablas de resultados que pueden ser exportadas a otros tipos de software.

- Características de salida: las animaciones incluyen desplazamientos y esfuerzos en elementos estructurales. Los esfuerzos pueden ser apreciados en todos los componentes cartesianos.

- Trayectorias de esfuerzos: permite representar la relación carga-desplazamiento, trayectorias de tensiones, y diagramas tensión-deformación.

- Generador de informes: proporciona un informe de los datos de entrada y de los resultados en formato Word. Al igual que en el cálculo de estructuras, PLAXIS asigna valores negativos a las compresiones y positivo a las tracciones.

3.2.1.2. Introducción a los modelos constitutivos del suelo

El comportamiento mecánico de los suelos puede ser modelado con diferentes grados de precisión. La ley elástica, lineal e isótropa de Hooke es, por ejemplo, la más simple de las relaciones tensión-deformación recogida por el programa PLAXIS.

(46)

Un modelo constitutivo no es más que un conjunto de ecuaciones matemáticas que definen una relación entre las tensiones y las deformaciones. Los modelos de materiales suelen expresarse de tal forma que incrementos de tensión dan lugar a incrementos de deformación. En concreto, los implementados en elementos finitos se basan en las relaciones entre los incrementos de tensiones efectivas y los incrementos de deformaciones.

Es importante tener presente que, pese a tratarse de modelos muy depurados, el propio método de los elementos finitos se basa en la relación de los desplazamientos en los elementos y los desplazamientos en los nodos. Por ello, es inevitable que exista un cierto error numérico, siendo algo mayor para los campos derivados como es el caso de las tensiones. La exactitud con la que el modelo reproduce la realidad dependerá en gran medida de los conocimientos del usuario sobre las capacidades y limitaciones del modelo constitutivo elegido, así como de la representatividad que la modelización realizada alcanza sobre el problema real. No obstante, son los parámetros del suelo, obtenidos a partir de los diferentes ensayos, los que más influencia tienen sobre los resultados en cualquier problema geotécnico.

3.2.1.3. El modelo básico Mohr-Coulomb

Modelo elástico, lineal y de plasticidad perfecta no asociada

3.2.1.3.1.

La plasticidad está asociada con el desarrollo de deformaciones irreversibles en el material. Para evaluar si se ha alcanzado el rango plástico de deformaciones se emplea una función de fluencia f que depende de las tensiones y las deformaciones. El inicio del rango plástico está relacionada con la condición f = 0. Esta condición puede ser representada como una superficie de fluencia en el espacio de tensiones principales. Un modelo de plasticidad perfecta es un modelo constitutivo con una superficie de fluencia fija, es decir, una superficie de fluencia definida por los parámetros del modelo e independiente de las deformaciones plásticas (Figura 11).

En los modelos de plasticidad perfecta la superficie de fluencia coincide con la superficie de rotura, puesto que no es posible alcanzar estados tensionales más allá de la misma. Para estados de tensiones que, en el espacio de tensiones principales, se encuentran dentro de la superficie de fluencia, el comportamiento es puramente elástico y todas las deformaciones son reversibles.

(47)

Figura 11: Relación TD-DA en un modelo elastoplástico perfecto como el Mohr-Coulomb.

Uno de los principios básicos de la elastoplasticidad es que las deformaciones se descomponen en una parte elástica, reversible, y una parte plástica, irreversible. La parte elástica de las deformaciones viene dada por la ley de Hooke. De acuerdo con la teoría clásica de la plasticidad de Hill, los incrementos de deformaciones plásticas son proporcionales a la derivada de la función de fluencia respecto de las tensiones. Esto significa que los incrementos de deformaciones plásticas pueden ser representados como vectores perpendiculares a la superficie de fluencia. Esta característica se recoge con el nombre de plasticidad asociada.

Sin embargo, en el modelo Mohr-Coulomb las superficies de fluencia no recogen el fenómeno de la dilatancia. A este respecto, además de la función de fluencia, es necesario introducir una función de potencial plástico g. El caso en que g ≠ f se denomina plasticidad no asociada. En este modelo, la dirección y magnitud de los incrementos de deformación plástica se determinan a partir de:

Donde λ se conoce como multiplicador plástico. Para comportamiento elástico puro λ es igual a cero y f < 0, si toma un valor positivo se trata de comportamiento plástico y se cumple que f=0.

Formulación del modelo

3.2.1.3.2.

La condición de fluencia de Mohr-Coulomb es una extensión del criterio de rotura de Coulomb para estados generales de tensiones. En realidad, esta condición asegura que se cumpla el criterio de Coulomb para cualquier plano dentro del material. La condición de fluencia completa del modelo Mohr-Coulomb para materiales cohesivos consiste en seis funciones de fluencia en el espacio de tensiones principales:

(48)

La condición fi=0 para todas las funciones al mismo tiempo representa la superficie

cónica hexagonal en el espacio de tensiones principales mostrada a continuación:

Figura 12: Superficies de fluencia para suelos cohesivos del modelo Mohr-Coulomb en el espacio de tensiones

principales

Para estados genéricos de tensiones es necesario un tratamiento numérico especial para la intersección de dos superficies de fluencia, de forma que no se produzcan errores de convergencia de los resultados. En concreto, el programa a utilizar en este trabajo fin de grado, PLAXIS, resuelve este problema sin necesidad de redondear las funciones de fluencia en las zonas de intersección, sino manteniendo la transición directa.

(49)

Como se mencionó anteriormente, además de las funciones de fluencia, es necesario formular seis funciones de potencial plástico para el modelo Mohr-Coulomb:

Éstas contienen un tercer parámetro plástico, el ángulo de dilatancia . Este parámetro es necesario para modelar los incrementos de deformación volumétrica plástica observado experimentalmente en suelos densos debido a las tensiones de corte.

Para c > 0 el criterio de rotura de Mohr-Coulomb permite que se produzcan tracciones en el suelo, pudiendo ser mayores cuanto mayor sea este parámetro en el material. Realmente, el suelo es capaz de soportar ninguna o muy poca tracción. Esto puede ser reproducido en PLAXIS indicando la tensión máxima a tracción (tensión cutoff). En este caso, los círculos de Mohr con tensiones superiores a la especificada no serán permitidos. Implementar la tensión máxima a tracción en el modelo implica tres nuevas funciones de fluencia:

Estas tres superficies de fluencia son de plasticidad asociada. Es fácil observar que una de las grandes carencias de este modelo es la ausencia de criterios de plastificación para combinaciones de tensiones próximos a la compresión isótropa, para las cuales prevalece el rango elástico lineal de forma infinita.

(50)

Parámetros básicos

3.2.1.3.3.

Este modelo requiere cinco parámetros. Se trata de parámetros típicos en ingeniería civil que pueden ser obtenidos de ensayos básicos sobre muestras del suelo (ensayo edométrico y ensayo triaxial). A partir estos parámetros se obtienen otros dos adicionales indirectamente, el módulo de cizalladura y el módulo edométrico.

- Módulo de Young (E) [kN/m2]: define la rigidez elástica del material.

- Coeficiente de Poisson (ν): mide la deformación transversal producida ante un incremento unitario de la deformación longitudinal.

- Cohesión (c) [kN/m2]: para suelos no cohesivos, PLAXIS recomienda no emplear valores nulos de este parámetro para evitar fallos de convergencia, sino valores de c>0,2 kPa, teniendo en cuenta que puede dar lugar a tracciones no realistas. - Ángulo de rozamiento interno (ϕ) [o]: el tiempo computacional se incrementa casi

exponencialmente con el valor de este parámetro, siendo especialmente importante a partir de 35o.

- Ángulo de dilatancia (ψ) [o]: un valor positivo de este parámetro implica que, ante condiciones drenadas, el suelo seguirá mostrando dilatancia indefinidamente mientras sigan existiendo deformaciones de corte. Esto es claramente irreal, puesto que la mayoría de suelos alcanzan el estado crítico en algún punto y a partir de entonces la deformación tangencial tendrá lugar sin cambios volumétricos. En condiciones sin drenaje, un valor positivo del ángulo de dilatancia, combinado con la restricción de los cambios volumétricos, genera presiones de poros de tracción. De esta forma, en suelos no drenados el análisis en tensiones efectivas puede dar lugar a resistencias de pico superiores a las reales.

- Módulo de cizalladura (G) [kN/m2]: obtenido a partir de su relación con el módulo de Young. En caso de introducir un valor para este módulo, se modificará el valor de E.

- Módulo edométrico (Eoed) [kN/m2]: obtenido a partir de su relación con el módulo

de Young. En caso de introducir un valor para este módulo, se modificará el valor de E, permaneciendo constante ν.

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UPCT 49 EICCPyIM Parámetros avanzados 3.2.1.3.4.

Son parámetros avanzados las características adicionales que el software PLAXIS incorpora sobre la formulación típica del modelo. En concreto, para el modelo Mohr-Coulomb, son las siguientes:

- Aumento de la rigidez (Einc) [kN/m2/m]: en el suelo real, su rigidez depende

sensiblemente de las presiones, lo que significa que la rigidez aumenta con la profundidad. Al usar el modelo Mohr-Coulomb la rigidez tiene un valor constante. Para conseguir este aumento de la rigidez en profundidad se emplea este parámetro. Para el nivel dado por la profundidad de referencia yref y superiores, la

rigidez es la dada por el módulo de Young de referencia Eref. Hacia niveles

inferiores, la rigidez queda determinada por la siguiente expresión:

( )

Es importante notar que, tal y como se indicó previamente, la rigidez no es función del estado tensional, sino únicamente de la profundidad.

- Aumento de la cohesión (cinc o su,inc) [kN/m2/m]: análogamente a como ocurre con

la rigidez:

( ) ( )

- Tracción máxima (σtension) [kN/m2]: tal y como se señaló anteriormente, PLAXIS

permite definir la tensión de tracción máxima permitida en el suelo, de forma que la cohesión no dé lugar a valores irreales de las tensiones en el suelo.

3.2.2. Características del modelo de elementos finitos

3.2.2.1. Geometría del modelo

Para la modelización de la presa se ha empleado un modelo 2D elástico en deformación plana para el cuerpo de presa y el terreno adyacente. Así, basado en los planes originales de la presa de estudio, se obtiene la siguiente geometría con el programa PLAXIS.