complejo hidroelctrico la yeguada

Complejo Hidroeléctrico La Yeguada

UNION FENOSA EDEMET-EDECHI


Evaluación Sísmica de Presas

Contenido

1. DESCRIPCIÓN DE LAS ESTRUCTURAS..................................................................... 3

1.1 Introducción.................................................................................................................. 3 1.2 Objeto del Estudio. ....................................................................................................... 4 1.3 Descripción de las estructuras principales.................................................................... 5

a. Presa La Yeguada (PRESA 1) .................................................................................... 5 b. Tapón de cierre de la Yeguada (PRESA 2) ................................................................ 5 c. Presa y Vertedero El Flor (PRESA 3) ........................................................................ 6 d. Diques de El Flor (PRESAS 4 y 5) ............................................................................ 7

2. EVALUACIÓN SÍSMICA DE PRESAS.......................................................................... 9 2.1 Introducción.................................................................................................................. 9 2.2 Valoración del Riesgo Sísmico .................................................................................... 9 2.3 Valoración del Riesgo Sísmico de La Yeguada ......................................................... 11 2.4 Período de Retorno para el Terremoto de Evaluación de Seguridad (SEE)............... 12

3. PELIGRO SÍSMICO EN LA HIDROELÉCTRICA LA YEGUADA............................ 13 4. VALORACIÓN DEL PELIGRO SÍSMICO................................................................... 15

4.1 Evaluación del Máximo Sismo Probable o Creíble (MCE). .................................... 15 4.2 Evaluación de la Aceleración Máxima del Terreno (PGA)....................................... 16

5. EVALUACIÓN SISMICA DE LA SEGURIDAD DE LAS PRESAS .......................... 18 5.1 Introducción................................................................................................................ 18 5.2 Estudios y Parámetros Geotécnicos............................................................................ 18

5.2.1 Información geotécnica recabada ........................................................................ 18 5.2.2 Parámetros no contenidos en el informe geotécnico y asignados según criterio

geotécnico y literatura existente ........................................................................ 19 5.3 Análisis de Estabilidad en Condiciones Dinámicas ................................................... 22

5.3.1 Parámetros de Cálculo ......................................................................................... 22 5.3.2 Estructuras de las Presas...................................................................................... 23 5.3.3 Análisis de Estabilidad ........................................................................................ 25 5.3.4 Resultados del Análisis........................................................................................ 25

5.3.4.1 Análisis de Flujo Estacionario Condiciones Iniciales .................................. 25 5.3.4.2 Análisis de Esfuerzos Geostaticos Iniciales ................................................. 28 5.3.4.3 Análisis De Estabilidad Debido A Sismo..................................................... 31

A. Análisis Dinámico ........................................................................................... 31 B. Análisis de Estabilidad..................................................................................... 32

6. CONCLUSIONES........................................................................................................... 34 7. RECOMENDACIONES ................................................................................................. 36 8. REFERENCIA BIBLIOGRÁFICA................................................................................. 37

2004 1 ARamoshidroconsultas


Anexos

Anexo A-Planos Como Construidos de las estructuras o Presa 1: Dibujo 305 C6 R4 o Presa 2: Dibujo 305 C10 R3 o Presa 3: Dibujo 305 C13 R3 o Presas 4 y 5: Dibujo 305 C14 R2

Anexo B-Modelo Geométrico de las presas o Figura B-1 Presa 1 o Figura B-2 Presa 2 o Figura B-3 Presa 3 o Figura B-4 Presa 4 o Figura B-5 Presa 5

Anexo C-Estudios de Materiales Anexo D-Resultado de los Análisis de Estabilidad

D.1 Detalle del Análisis Sismico D.2 Análisis con Modelo Lineal Elástico D.3 Análsisi Pseudoestático para la Presa 4



UNION FENOSA EDEMET - EDECHI


Evaluación Sísmica de Presas 1. DESCRIPCIÓN DE LAS ESTRUCTURAS

1.1 Introducción El Complejo Hidroeléctrico La Yeguada está ubicado en el Corregimiento la Yeguada, Distrito de Calobre, en la Provincia de Veraguas (ver figura 1-1). La localización de todas sus estructuras se da entre las coordenadas:

UTM Geográfica UTM Geográfica Norte 935,000 8º27.5´ 927,000 8º23.2´ Este 515,000 80º51.8´ 518,000 80º50.2´

El Complejo Hidroeléctrico La Yeguada consiste en dos lagos, uno natural y otro artificial, presas, vertederos, conducción por tubería de acero, túnel, tubería forzada y dos casas de máquinas. Esta obra fue completada e inició operación comercial en septiembre de 1967, fue diseñada por Harza Engineering (USA) y construido por empresas locales.

Figura 1-1 Localización de la Central La Yeguada



La Yeguada utiliza las aguas del río San Juan y la quebrada el Hato, entre las elevaciones 660 msnm y 268 msnm. Mediante una presa y un canal se derivan las aguas del río San Juan hacia la laguna natural de La Yeguada, la cual es elevada de su nivel natural 12 metros por medio de una presa de tierra a la cota 644 msnm. Mediante un conducto de acero de 2780 metros de largo se llevan las aguas hasta la Central La Yeguadita de 1.0 MW de capacidad instalada, la cual descarga sobre el lago El Flor. El lago El Flor se forma con una presa de tierra y dos diques adicionales que cierran el embalse a la elevación 560 msnm, de allí se conduce mediante 400 metros de túnel y 900 metros de tubería forzada hasta la centra La Yeguada con 6.0 MW de capacidad instalada. En la figura 1-2 se observa el arreglo general de la central. El volumen natural de la laguna La Yeguada era de 8.8 mmc a la cota 639 msnm, con la construcción de las presas el lago tiene ahora la capacidad total de 14.8 mmc a la cota 644.00, lo que significa que las presas contienen un volumen de aproximadamente 6 mmc; por el otro lado, el lago El Flor tiene una capacidad total de 1.4 mmc al nivel 560.00.

1.2 Objeto del Estudio. El hecho de que estas presas fueran construidas antes de 1970 implica una consideración especial en la evaluación de la seguridad de presas, ya que antes de los 70 no era bien conocido el comportamiento dinámico de estas estructuras sometidas a cargas sísmicas. Como regla general cualquier presa de tierra diseñada y construida antes de 1970 debe ser sometida a una evaluación de su seguridad incluyendo un análisis dinámico. En la referencia 1.1 se establece que las presas de La Yeguada fueron diseñadas para resistir una aceleración sísmica de 0.1g y que el factor de seguridad obtenido fue de 1.1, al menos en el caso de la presa la Yeguada (Presa 1). En la actualidad los estudios de eventos en la región del Istmo de Panamá ha podido establecer un mejor criterio para la evaluación del riesgo sísmico y la probabilidad de ocurrencia y magnitud de aceleración sísmica a que están sujetas las estructuras construidas por el hombre. Esta aceleración sísmica, con los estudios de hoy día, resulta muy diferentes al valor de 0.1g asumido en los años 70 para las presas de la Yeguada. Como consecuencia de esto se ha recomendado, en los Reportes de Seguridad de Presas para El Complejo Hidroeléctrico La Yeguada, realizar una evaluación del Riesgo Sísmico en la región y el comportamiento de estas estructuras bajo el efecto del terremoto de evaluación de seguridad (SEE). Son estos estudios los que se presentan en este reporte. Como primer paso se debe evaluar el riesgo a que están sometidas estas estructuras debido a la sismicidad de la región, las características de las presas y las consecuencias de una falla y como siguiente etapa seleccionar un sismo de evaluación de las estructuras y una análisis dinámico de su comportamiento.



1.3 Descripción de las estructuras principales. Las presas que componen el Complejo Hidroeléctrico La Yeguada son:

a. Presa La Yeguada (PRESA 1)

Esta presa de tierra compactada fue diseñada para ser estables en todas las condiciones de carga incluyendo una carga sísmica de 0.1 g. Construidos con materiales del área, la sección transversal de la presa fue diseñada con materiales finos en la porción central y material grueso hacia las caras externas. En el Dibujo 305 C6 R4, del Anexo A, se muestra el plano como construido de la presa y en la Figura B-1, la sección transversal, la cual tiene las siguientes características:

Longitud de cresta de 497 metros, Altura máxima de 6.5 metros. Talud aguas arriba es 1V:8H (elevación 641 a 644) y 1V:3.5H (644 a 646.5)

este último protegido con enrocado. Talud aguas abajo es 1V:2H. Nivel de fundación 640.00 msnm Ancho de la base en la sección máxima es 56.31m Ancho de la cresta es 5.25m Borde libre 1.5 metros

El cuerpo de la presa está formado por 5 tipos de materiales con la siguiente descripción:

Relleno Tipo 1, cuerpo aguas arriba y parte aguas abajo Relleno Tipo 3, limo y Arcilla, colocado en el talud aguas abajo Relleno Tipo 4, material granular, filtro al pie del talud, tiene 1 metro en el

cuerpo principal y 0.4 m en la parte alargada Relleno Tipo 5, filtro de protección del talud, espesor de 0.4m. Relleno Tipo 6, enrocado de protección de talud aguas arriba, espesor de

0.4m.

La cimentación de la presa esta compuesta por varias capas de materiales finos y granulares: Material orgánico, Limo, Arena, Limo arenoso, Arena limosa, Arena limosa con material orgánico. Esta fundación es la salida natural de la Laguna La Yeguada y consiste en al menos 16 metros de profundidad de los materiales antes mencionados.

El nivel de operación del lago la Yeguada después de la construcción de la presa es de 629.0 a 645.0 msnm. Nivel de vertedero a 644.00.

b. Tapón de cierre de la Yeguada (PRESA 2)



Esta presa es un tapón de tierra que surge como resultado de la excavación realizada para la colocación en el fondo de la tubería que conduce las aguas de la toma en la Yeguada hacia el lago El Flor. En el Dibujo # 305 C10 R3, del Anexo A, se presenta el plano como construido de la presa y en la Figura B-2 se muestra la sección transversal de esta presa de tierra de materiales sueltos con las siguientes características:

Longitud total de la cresta de 26 m Altura máxima de 22 m Talud aguas arriba de 1V:3.5H (elevación 628 a 646) y 1V:2.5H (646 a 650) Talud aguas abajo es 1V:2.5H. Nivel de fundación es 628.00 msnm Ancho de la cresta es de 6 m Ancho de la base en la sección máxima es 150.00 m Borde libre 4.0 metros

El cuerpo de la presa está formado por 4 zonas:

Relleno Tipo 1, cuerpo aguas arriba y parte aguas abajo Relleno Tipo 2, ocupa parte del talud aguas abajo Relleno Tipo 3, limo y arcilla colocada en el talud aguas abajo sobre el filtro

de drenaje Relleno Tipo 4, es el filtro de drenaje

La cimentación de la presa es un corte en “V” cerrada, iniciando aproximadamente a la cota 628.3 msnm con roca meteorizada hasta la cota 645.00 msnm y continúan las paredes de la cimentación de suelo hasta la cota 650.0 msnm. c. Presa y Vertedero El Flor (PRESA 3)

Es la presa principal del lago El Flor en donde se ubica la toma de presión y el vertedero. En el Dibujo # 305 C13 R3, del Anexo A, se presenta el plano como construido de la presa y en la Figura B-3 se muestra la sección transversal de esta presa de tierra de materiales sueltos que tiene las siguientes características:

longitud total al nivel de la cresta es de 119 m. Altura de la presa es de 18 m Talud aguas arriba 1V:5H (elevación 545 a 555), 1V:3.5H (555 a 560) y

1V:2.5H (560 a 563). Talud aguas abajo es 1:2.5H. Ancho de la cresta es de 4.5 m Ancho de la base en la sección máxima es de 127 m. Borde libre 3.0 metros

El cuerpo de la presa esta formado por dos zonas:



Relleno Tipo 1, material impermeable en el cuerpo central, aguas arriba y aguas abajo

Relleno Tipo 2, material permeable, roca escarificada, sobre los taludes aguas arriba y aguas abajo

La cimentación es un banco de arcilla residual que varía entre menos de un metro hasta 3 metros de profundidad seguido de roca muy meteorizada y roca moderadamente meteorizada (basalto) en los siguientes 3 metros de profundidad, donde finalmente rechazó el barreno. d. Diques de El Flor (PRESAS 4 y 5)

En el Dibujo 305 C14 R2, del Anexo A, se presenta el plano como construido de los dos diques que completan el cierre del lago El Flor: Dique 1 (PRESA 4) En la Figura B-4 se muestra la sección transversal de esta presa de tierra de materiales sueltos que tiene las siguientes características:

Longitud de cresta de 227m Altura máxima de 11 m Talud aguas arriba es 1V:3.5H (hasta 560), 1V:2.5H (de 560 a 563) Talud aguas abajo 1V:2.5H (hasta 560), 1V2H (de 560 a563) Ancho máximo es de 4.5 m en la cresta Ancho de la base en la sección máxima es 48 m. Borde libre 3.0 metros

El cuerpo esta formado por dos zonas:


Relleno Tipo 2, material permeable, roca escarificada, sobre los taludes aguas arriba y aguas abajo

La cimentación es sobre el terreno natural con una excavación de limpieza de 0.2 m, no se indican en los planos los estratos de la fundación. Dique 2 (PRESA 5) En la Figura B-5 se muestra la sección transversal de esta presa de tierra de materiales sueltos que tiene las siguientes características:

Longitud de cresta de 170m Altura máxima de 4.5 metros



Talud aguas arriba y aguas abajo de 1V:4H Ancho de la cresta es de 4 m Ancho en sección máxima es de 37 m Borde libre es 3.0

El cuerpo de la presa esta formado de un solo material:


La cimentación es sobre el terreno natural con una excavación de limpieza de 0.2 m, no se indican en los planos los estratos de la fundación.



2. EVALUACIÓN SÍSMICA DE PRESAS

2.1 Introducción La determinación de los criterios para el análisis de presas debido a los efectos sísmicos es un tema con recomendaciones muy variadas en distintos países del mundo. El Congreso Internacional de Grandes Presas (ICOLD) en su Boletín 72 ha establecido una guía para seleccionar los parámetros sísmicos de análisis y evaluación de la seguridad de presas tanto nuevas como existentes. Estas guías cubren las cuatro principales áreas de diseño: el factor primario para consideran en diseño sísmico, la selección de terremotos para el análisis, la selección de los parámetros de evaluación sísmica y los factores que influyen en la selección de estos parámetros. Para el diseño sísmico de las presas y otros componentes estructurales se escogen los siguientes tipos de terremotos: a. Terremoto Base de Operación (OBE): el OBE de diseño es usado para limitar el

daño por terremoto de un proyecto de presa y. por consiguiente, es principalmente de interés del dueño. ICOLD ha propuesto un período de retorno promedio de 145 años (50% de probabilidad de excedencia en 100 años). La presa debe mantenerse operativa después del OBE y solo se aceptan daños menores fácilmente reparables.

b. Terremoto Máximo Creíble (MCE), Terremoto Máximo de Diseño (MDE) o Terremoto de Evaluación de Seguridad (SEE): estrictamente hablando el MCE es un evento determinístico, y es el terremoto más grande razonablemente concebido que parece posible a lo largo de una falla reconocida o dentro de una área tectónica definida, bajo el conocimiento presente o el marco tectónico presumido. Pero en la práctica, debido al problema envuelto en la estimación de su correspondiente movimiento del terreno, el MCE es usualmente definido estadísticamente con un período retorno típico de 10,000 años para países de baja a moderada sismicidad. Así los términos de MDE y SEE son usados como sustituto del MCE. La estabilidad de la presa debe ser asegurada bajo el peor movimiento posible en el sitio y no debe ocurrir un desalojo incontrolable del agua del reservorio.

El Terremoto de Evaluación de Seguridad (SEE), que puede ser en el extremo de los casos igual a MCE o en otros casos a una fracción menor de este (50% MCE) responde a distintos criterios de país a país. Se ha recopilado una serie de ejemplos para establecer un criterio para esta evaluación.

2.2 Valoración del Riesgo Sísmico



En la Tabla 1 se presenta el nivel del peligro sísmico del sitio en función de la aceleración del suelo. El MDE representa el máximo nivel de movimiento del terreno para el cual una presa es diseñada y el OBE representa la probabilidad de excedencia durante la vida de la estructura, un parámetro que mide más bien el efecto económico.

Tabla 2.1 Evaluación del Peligro Sísmico de un Sitio (Boletín 72 ICOLD)

Condición Clase de Peligro

PGA < 0.10g I (Bajo) 0.10g ≤ PGA ≤ 0.25g II (Moderado)

PGA ≥ 0.25g pero no hay falla activa en 10 kms III (Alto) PGA ≥ 0.25g hay falla activa en 10 kms IV (Extremo)

Nivel de Peligro I (Bajo): la mayoría de las presas es esta categoría no experimentarán daño bajo la condición de MDE y no es necesario considerar OBE Nivel de Peligro II: No debe ser necesario considerar OBE, debe ser capaz de resistir MDE con pequeños daños o ninguno. Nivel de Peligro III: Consideración separadas de MDE y OBE serán a menudos requeridas Nivel de Peligro IV: Es obligatorio el uso de historial de aceleraciones y consideraciones de fallas cercanas al sitio. MDE: Máximo Terremoto de Diseño OBE: Terremoto Base de Operación

Según la clasificación de la Tabla 1 prácticamente todas las presas en el istmo de Panamá se pueden considerar en los niveles III y IV (de alto a extremo) de Peligro Sísmico. En el caso en estudio, la Central Hidroeléctrica la Yeguada se puede clasificar en el nivel III ya que no hay fallas activas a menos de 10 kms. Otros factores a ser considerados en la valoración del riesgo sísmico de las presas son los componentes estructurales y socio económicos, los cuales son evaluados y ponderados para obtener un Factor de Riesgo Total, de acuerdo a la Tabla 2 del Boletín 72 de ICOLD.

Tabla 2.2 Influencia del Riesgo Potencial (Boletín 72 ICOLD)

Factor de Riesgo Extremo Alto Moderado Bajo

Contribución al riesgo (puntos de ponderación) Capacidad (mmc) > 120 120 - 1 1 - 0.1 < 0.1 6 4 2 0 Altura (m) > 45 45 -30 30 -15 < 15 6 4 2 0 Evacuación (personas) > 1000 1000 - 100 100 - 1 Ninguno 12 8 4 0 Daño potencial aguas abajo Alto Moderado Bajo Ninguno 12 8 4 0



La clasificación de riesgo para la presa esta basada en el Factor de Riesgo Total calculado según la Tabla 2 y de acuerdo a los resultados como se indican en la Tabla 3.

Tabla 2.3 Clase de Riesgo de la Presa (Boletín 72 ICOLD)

Factor de Riesgo Total Clasificación de Riesgo

0 - 6 I (Bajo) 7 - 18 II (Moderado) 19 - 30 III (Alto) 31 - 36 IV (Extremo)

2.3 Valoración del Riesgo Sísmico de La Yeguada

Aplicando esta clasificación a las presas de la Yeguada obtenemos la tabla 4. Los volúmenes de los embalses se indican en la sección 1.1 de este documento resultando de 6 y 1.4 mmc muy por debajo del límite de el rango de 120 mmc. Las presas, sólo dos son mayores de 15 metros. Aunque no se tiene un estudio exacto de la población afectada, de las estadísticas del Censo de Población del 2000 (Contraloría General de La República) se establece que la densidad de población de los corregimientos contiguos a los embases:

Corregimiento La Laguna 10.3 hab/km2 Corregimiento La Yeguada 11.1 hab/km2 Corregimiento Chitra 14.5 hab/km2

Se puede estimar en menos de 100 persona afectadas con un evento de falla del embalse por causas de un sismo. La actividad económica en la región es la agricultura y la ganadería, no hay grandes poblaciones o centros urbanos a orillas del rio San Juan aguas abajo de manera que se estime grandes daños producto de una crecida debido a la rotura de la presa de manera que se selecciona conservadoramente como bajo el daño potencial.

Tabla 2.4

Factor de Riesgo Total La Yeguada

Presa Capacidad Altura Evacuación Daño Total Factor

#1 4 0 4 4 12 (II) Moderado #2 4 2 4 4 14 (II) Moderado #3 4 2 4 4 14 (II) Moderado #4 4 0 4 4 12 (II) Moderado #5 4 0 4 4 12 (II) Moderado



El resultado de esta valoración es Riesgo Moderado para todas las presas de la central La Yeguada y, por los datos antes mencionados, podemos considerar que son conservadores y que en todo caso se puede considerar que la clasificación del riesgo esta en el rango de Moderado a Bajo.

2.4 Período de Retorno para el Terremoto de Evaluación de Seguridad (SEE)

La Tabla 5 recoge los criterios establecido por códigos y reglamentos de Canadá, Inglaterra, Italia y Suiza para seleccionar el período de retorno del terremoto que se usará para analizar la seguridad de la presa dependiendo del nivel de riesgo establecido para la presa y el sitio (referencias # y #).

Tabla 2.5

Evaluación de Seguridad Sísmica Comparación

Característica Inglaterra Italia Suiza Canadá Designación del

Riesgo ICOLD

Boletín 72 ICOLD

Boletín 72 Altura y

capacidad Canadiam Dam Asoc.

Período de Retorno IV (Extremo) 10,000/MCE > 2,500 No aplicable 10,000 III (Alto) 10,000 2,500 10,000 1,000 a10,000 II (Moderado) 3,000 1,000 5,000 I (Bajo) 1,000 500 1,000 100 a 1,000

Con esta tabla comparativa podemos escoger para nuestro análisis de efectos sísmicos sobre las presas de La Yeguada un promedio de los valores más comunes:

Tabla 2.6 Terremoto de Evaluación Sísmico para La Yeguada

Período de Retorno

IV (Extremo) 10,000 a MCE III (Alto) 10,000 II (Moderado) 3,000 a 5,000 I (Bajo) 1,000



3. PELIGRO SÍSMICO EN LA HIDROELÉCTRICA LA YEGUADA

La peligrosidad o amenaza sísmica se suele indicar como la probabilidad de ocurrencia de un proceso de ruptura a un cierto nivel de severidad dentro de un periodo de tiempo y un área especifica. Toda falla activa constituye una amenaza. Por ello y según los datos y literatura disponible para Veraguas, instrumentales e históricos (catálogos) e investigaciones sismo-tectónicas cerca o en alrededores de la Central Hidroeléctrica [Vea Referencias] se pueden evaluar las fuentes activas y potenciales de eventos sísmicos. Para estimar distancias hipocentrales se obtuvo un punto medio del sitio con coordenadas geográficas a 8.42 oN y 80.85 oO.

Figura 3.1 Estudios a nivel global de la República de Panamá [GSHM, 1999].

Los epicentrruptura en usismicidad in3-2). Por elloestable. Algrepresentar r

2004

ui

os son expresión de movimientos en fallas geológicas. La longitud de n segmento de ella expresara su energía liberada con la magnitud. La strumental se libera y concentra alrededor del sitio de la Presa (Vea Figura , el sitio, que está al centro del Bloque Tectónico Panamá es sísmicamente nas fallas menores y micro-actividad asociada ha sido detectada sin

esgo a las estructuras ingenieriles [Toral et al, 1997].

13 ARamoshidroconsultas


Figura 3.2

Sitio La Yeguada superpuesta a la Sismicidad de 1964 a 2004 [IRIS].

2004


4. VALORACIÓN DEL PELIGRO SÍSMICO

4.1 Evaluación del Máximo Sismo Probable o Creíble (MCE).

Este (m.s.p) se define con un enfoque determinista de las fallas en un análisis sismo-tectónico. Es el mayor terremoto que puede ocurrir en fuentes sismogénicas cercanas. Una revisión de los diferentes estudios y mapas indican una intensidad máxima en 500 años de historia sísmica de VII MM, lo cual es precepto de Zona 2. Acres (1984) recomienda las ecuaciones de Trifunac & Brady para valores de intensidad según mapas de isosistas para Veraguas:

Io = 1.58 Ms – 3.00

IR = 13.76 + 0.91 Io – 2.80 Ln (R+100)

Log aH = 0.014 + 0.300 I MM

Donde IMM es intensidad Mercalli del sitio; aH aceleración horizontal máxima en cm/s2. La amenaza sísmica en La Yeguada esta controlada principalmente por sistemas de rupturas superficiales, relativamente cercanas. Entre las influyentes en el riesgo están: al N el segmento central del CDNP, con escasa actividad sísmica en la época instrumental y reciente. Al SO la ZFP, un sistema de fallamiento limite de placas Coco-Nazca, con eventos frecuentes y mayores a 7.5 (1927 y 1962). Al S-SE una zona de subducción oblicua con eventos de profundidad intermedia de 40 a 90 km (1934), por debajo de fallas superficiales del sistema de Tonosí-Soná, con eventos mayores a 7.0 (1913). Al S domina el CDSP, limite entre la placa de Nazca y el Bloque Panamá. Al NO otro segmento del CDNP, con eventos fuertes y mayores a 7.5 de magnitud (1916 y 1991). Potencialmente se estima en magnitud de 6.7 a la cercana falla Ocú-Pesé con una longitud de 110 km y a una distancia critica de 50 km del sitio de Presa. De forma determinista conservadora puede evaluarse una aceleración de 130 cm/s2 e intensidad de VII MM en el sitio de Presa.

Tabla 4.1

Magnitudes estimadas para fuentes sismogénicas cercanas al Proyecto.

Fuente Ms máx.

Io Dist. km

I MM

PGA % g

Falla Ocú-Pesé 6.7* VII+ 50 VI+ 92 0.09Cinturón del Sur-Montijo 7.5 IX- 120 VII 130 0.13Golfo de Chiriquí 7.7 IX 175 VII 130 0.13Cint. Deform. N Segm. Occ. u Oriental 7.7 IX 300 VI 65 0.07Cinturón Deformado N -Segmento Central 6.7* VII+ 100 VI 65 0.07Fallas menores locales y cercanas 5.7 VI 10 VI 65 0.07



* estimación del potencial por longitud de la falla.

4.2 Evaluación de la Aceleración Máxima del Terreno (PGA).

La peligrosidad también se puede expresar con un análisis probabilístico que se realiza como complemento al m.s.p. determinista, más los periodos de retorno T o los años a transcurrir entre 2 eventos sísmicos o procesos de ruptura semejantes y característicos de la zona. La inversa de la probabilidad anual da excedencia:

T = 1 / P (a)

La probabilidad de que un valor determinado de intensidad (o aceleración) correspondiente a un periodo de retorno medio T (años) se exceda durante un periodo de tiempo determinado t, se expresa como:

p = 1 – [ 1 - 1/T ] t

La aceleración máxima o pico del terreno se abrevia del inglés (PGA) en unidades de m/s2, o normalizada a % de la gravedad, en cm/s2 o también gales. Dentro del contexto regional y local, la zona del la Central Hidroeléctrica La Yeguada puede considerarse de amenaza sísmica moderada.

El análisis de los PGA para el sitio de Presa realizado y recomendado se da en la Tabla 3-2 y en la Figura 3-3.

Tabla 4.2 Sismos de Diseño estimados para La Yeguada a 10 % de excedencia.

Aceleración Máxima del Terreno PGA (%g) Periodos de Retorno

(1 evento cada)

Evaluado Otros

GSHP8Otros IPGH6

50 0.13 0.1 a 0.2 100 0.17 0.1 a 0.2 475 0.23 0.16 a 0.24 500 0.24 0.2 a 0.3 1000 0.28 0.2 a 0.3 2000 0.32 4000 0.35



A

EA

2004

Aceleración vs Periodo de Retorno Alrededor de la Yeguada

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0.30

0.35

0.40

10 100 1000 10000

Periodo de Retorno (años)

PGA

H (%

g)

Figura 4.1 proximación de los PGA a varios Periodos de Retorno en la Yeguada.

l sismo de diseño puede extraerse junto a los niveles de aceleración esperados. sí, puede postularse un sismo máximo probable de 0.35g en 4000 años.



5. EVALUACIÓN SISMICA DE LA SEGURIDAD DE LAS PRESAS

5.1 Introducción

Aunque los criterios de evaluación sísmica de ICOLD se refieren a presas mayores de 15 metros de alto, este no es un criterio universal. Para los efectos de este estudio se ha seleccionado como criterio para el análisis las presas de más de 10 metros de alto, de esta forma se analizarán las presas #2, #3 y #4. Para la caracterización del evento, se usa la aceleración pico del terreno (PGA) en el sitio de presa. A pesar de que, el espectro de respuesta de la aceleración es una mejor representación de la respuesta dinámica de la presa que el PGA. Sin embargo, el PGA es necesario, ya que los espectros de respuestas normales en uso, tienen que ser escalados al PGA, lo mismo que cuando se usan historias de tiempo como evento de diseño. Un valor más representativo del movimiento del terreno puede ser la aceleración pico efectiva (EPA). El EPA es usualmente establecido en un valor de 0.67 de PGA en los Estados Unidos, Inglaterra, Italia y China (Ref. 2.3 y 2.4). Este criterio será utilizado también en esta evaluación. Para realizar el análisis dinámico y estabilidad de las presas, se procedió a evaluar la información geotécnica disponible, la estratigrafía y composición de la estructura de la presa y utilizando los estudios de evaluación del riesgo sísmico y aceleraciones máximas recomendables, se procedió a la elaboración de un modelo geotécnico que reflejara las propiedades medidas y las requeridas para el análisis dinámico. El análisis de estabilidad fue realizado usando GeoSlope Office 2004 (D.G. Fredlund, 1977/2004), utilizando análisis mediante técnicas de elemento finito. El modelaje fue realizado en forma secuencial, mostrando las condiciones de flujo, las condiciones de esfuerzos geoestáticos iniciales, los esfuerzos dinámicos originados por el evento sísmico y determinando finalmente el factor de seguridad contra deslizamiento para la secuencia completa de aceleraciones-tiempo del evento de diseño.

5.2 Estudios y Parámetros Geotécnicos

5.2.1 Información geotécnica recabada

Debido a que la Referencia 1.1 no contenía toda la información necesaria para realizar los análisis de estabilidad de las presas fue necesario intentar obtener, en la medida de las posibilidades, información de campo sobre las características de los materiales usados en la construcción de las presas. Se



recibió un estudio geotécnico elaborado por el Centro Experimental de Ingeniería de la Universidad Tecnológica de Panamá. Este informe distinguido como Informe No. 01-2219-2004 de fecha 24 de Septiembre de 2004 (Anexo C), muestra los resultados de 4 sondeos efectuados en el área del proyecto y algunas pruebas de laboratorio para determinar características índice y parámetros de resistencia en condiciones no consolidadas no drenadas (ensayos de corte directo). Las prospecciones recibidas fueron ubicadas así,

Hoyo No.1 Presa de La Yeguada (Presa 1) Hoyo No.2 Tapón de La Laguna (Presa 2) Hoyo No.3 Dique No.1, Lago El Flor (Presa 4) Hoyo No.4 Presa El Flor (Presa 3)

Los sondeos indican que los suelos que constituyen las diversas presas son básicamente rellenos de limos y arenas limosas con consistencia variable y plasticidades variables entre media y alta.

Se efectuaron cinco ensayos de Corte directo No consolidado no Drenado, los cuales indican valores de cohesión variables entre 1.196 a 3.589 t/m2 para los limos encontrados. Es importante resaltar que el valor de 3.589 t/m2, solo ocurre para el limo que aparece en el Hoyo No.2, y para los suelos de los hoyos 1,3 y 4 el valor de cohesión se muestra muy similar para ellos, oscilando entre 1.196 t/m2 a 1.835 t/m2, con una media de 1.428 t/m2.

Hay mayor variabilidad en los ángulos de fricción internas, los cuales oscilan entre 11º a 24º. Dado que las profundidades de los materiales a los cuales se les realizaron los ensayos índices no coincidieron con las profundidades de los materiales a los cuales se les realizaron los ensayos de resistencia, no ha sido posible realizar una mejor agrupación de las propiedades obtenidas de estos suelos. Para el análisis de la Presa 2, se decidió utilizar los valores de cohesión de 3.589 t/m2 y ángulo de fricción interna de 12º para los efectos de parámetros del modelo Mohr-Coulomb usado en el análisis de estabilidad de la presa y 2/3 del valor de cohesión del núcleo para el cuerpo externo, o sea 2.392 t/m2 y 12º de fricción interna.

5.2.2 Parámetros no contenidos en el informe geotécnico y asignados según

criterio geotécnico y literatura existente

Los parámetros para el análisis de flujo del agua a través de la presa, fueron obtenidos de la biblioteca de Funciones de Conductividad contenidas en el programa GeoSlope Office, módulo SEEP. Los siguientes suelos fueron seleccionados para la caracterización de la conductividad de los materiales:



Tabla 5.1 Materiales de la Presa 2

Función Descripción del suelo Valor de K (m/s) Posición en la presa

13 Sandy Silty Clay 1.4x10-7 Zona 1 7 Well graded No.1 1.0x10-7 Zona 2 1 Uniform fine sand No.1 2.15x10-5 Zona 3 18 Uniform sand 1.0 x 10-4 Zona 4

Tabla 5.2

Materiales de la Presa 3 y 4

Función Descripción del suelo Valor de K (m/s) Posición en la presa13 Sandy Silty Clay 1.4x10-7 Zona 1 7 Well graded No.1 1.0x10-7 Zona 2

Las respectivas curvas de conductividad se muestran para cada uno de los materiales seleccionados.

Sandy Silty Clay Well graded No.1 Figura 5.1 Figura 5.2

Uniform fine sand No.1 Uniform sand Figura 5.3 Figura 5.4



Para el análisis de esfuerzos por condición de sismo, dado que el estudio geotécnico no indicaba recomendaciones específicas para este tipo de modelo, se procedió a través de correlaciones a obtener los diversos parámetros requeridos. Se determinó el valor de la velocidad de la onda de cortante a partir de la siguiente expresión:

212.017.0

1 FFzNCVs = (Bowles, 1996) Donde: Vs = velocidad de la onda de cortante (m/s) C1 = 69 (Constante empírica) N = número de golpes del ensayo SPT F1 = Factor de edad,

=1.0 para depósitos del Holoceno =1.3 para depósitos del Pleistoceno

F2 = Factor del suelo: Arcilla = 1.0 Arena Fina = 1.09 Arena Media = 1.07 Arena Gruesa = 1.11 Arena y Grava = 1.15 Grava = 1.45 Esta expresión fue aplicada para los materiales que componen las diversas estructuras y Vs fue determinado individualmente para los diferentes niveles del cuerpo de la presa. La velocidad de ondas de cortante se determinó utilizando la expresión,

ρGVs =

Para los valores de densidad obtenidos en los ensayos de corte directo. La siguiente tabla resume los valores encontrados y el valor ponderado usado en el análisis:



Tabla 5.3 Características Asignadas de los Materiales

Zona 1 Zona 2 Zonas 3 y 4 Zona 1 superior

Zona 1 inferior Zona 2 Zona 1 Zona2 Fundación

G (kPa) 5840460 6553779 8387439 4720717 4720717 5856588 3401408 5614895 1783549γm (kN/m3 ) 1775 1662 1800 1648 1629 1629 1648 1648 1629c (kN/m2) 35,19 23,46 0 11,96 18,35 18,35 11,96 11,96 12,53φ (grados) 12 12 35 16 24 24 16 16 11

Presa 2 Presa 3 Presa 4

Los resultados del análisis para cada presa se presentan resumidos en el Anexo D1.

5.3 Análisis de Estabilidad en Condiciones Dinámicas

5.3.1 Parámetros de Cálculo

El análisis sísmico fue realizado considerando un modelo constitutivo de comportamiento totalmente elástico durante todo el evento. Las corridas de GeoSlope Office, se realizaron utilizando el siguiente conjunto de parámetros de cálculo, acordes con la filosofía de cálculo del programa,

Número de Ciclos uniformes de esfuerzo 10 (Sismo M 7.0) Coeficiente de esfuerzo cortante equivalente 0.65 Coeficiente de deformación unitaria cortante equivalente 0.50 Coeficiente de Amortiguamiento 0.05 El evento sísmico se escaló a tres aceleraciones diferentes:

Terremoto de 1000 años, ⅔ (0.28g) = 0.187g Terremoto de 2000 años, ⅔ (0.32g) = 0.213g Terremoto de 4000 años, ⅔ (0.35g) = 0.233g

La historia de aceleración vs tiempo utilizada se muestra a continuación, para una duración de 10 segundos y escalada a 0.233g,



Time (sec) vs.

Acc

eler

atio

n (

g )

Time (sec)

-0.05

-0.10

-0.15

-0.20

0.00

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0 2 4 6 8 10

Figura 5.5 Acelerograma de Evaluación Sísmica

5.3.2 Estructuras de las Presas

En la figura 5.6 se muestra la constitución modelada de la Presa 2. Esta información proviene de los planos “como construidos” (Ref. 1.1), originales, los cuales, carecen de información geotécnica precisa que permitiera conocer las características de los materiales utilizados para la construcción de la presa. Se utilizaron cuatro zonas de materiales diferentes para caracterizar la presa:

1. Zona 2: Limo arenoso de baja plasticidad 2. Zona 1: Limo de consistencia firme y plasticidad media 3. Zona 3: limo y arena 4. Zona 4: filtro de drenaje

Figura 5.6 Presa 2



En la figura 5.7, se muestra la Presa 3, según los “planos como construido”, solamente posee dos tipos de materiales. Sin embargo, según los estudios geotécnicos, se aprecia que el núcleo de la presa está constituido por una secuencia de dos materiales, el primero se extiende desde la cresta hasta una profundidad de 9.00 m y el segundo desde los 9.00 m hasta los 15.00 metros (posible terreno natural). Las características de cuerpo externo han sido modeladas con las características del núcleo en su porción inferior.

PRESA No.3PERFIL ESTRATIGRAFICOSEGUN SONDEO No.4 UTP

Relleno de Lim o color café rojizoConsistencia natural firm e a m uy firm eContenido de agua alto, plasticidad m edia a alta

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 12002468

101214161820222426

Figura 5.7 Presa 3

En la figura No. 5.8, se muestra la presa No.4, según los “planos como construido”, los cuales indican solo dos materiales. Los estudios geotécnicos indican dos secuencias de materiales, núcleo y fundación. Esto ha sido modelado y se le asignó al cuerpo externo (Zona 2) las propiedades asignadas a las dos presas anteriores. Se introdujo una nueva función de conductividad, la función 24, Clayey Silt.

PRESA No.4 PERFIL ESTRATIGRAFICO

Limo color cafe rojizo a claroConsistencia firme a muy firmePlasticidad media a alta, contenido agua medioc=1.196 t/m2 angulo friccion 16 grados

Limo color cafe rojizo a claroConsistencia suavePlasticidad alta, contenido agua altoc=1.253 t/m2 angulo friccion 11 grados

Limo arenoso

0 10 20 30 40 50 60 700

5

10

15

20

Figura 5.8

Presa 4



5.3.3 Análisis de Estabilidad

Este análisis fue realizado en 4 pasos consecutivos: 1. Análisis del flujo estacionario a través del cuerpo de la presa, con miras a

determinar el estado actual de presiones hidráulicas. Para este análisis se utilizó el módulo SEEP.

2. Análisis del estado de esfuerzos iniciales, para condiciones geo-estáticas y de presiones hidráulicas debido al flujo estacionario a través del cuerpo de la presa y utilizando los resultados de presión de poro de SEEP, se procedió a realizar un cálculo de las presiones debido al peso de los materiales que conforman la presa. Este cálculo se realizó utilizando QUAKE bajo la modalidad de cálculo estático.

3. Análisis dinámico. Seguidamente, utilizando los resultados de los análisis de esfuerzos iniciales provenientes de QUAKE/SEEP, se realizó el análisis sísmico para la historia de aceleraciones escalada a 2/3 de la aceleración pico efectiva. Este análisis se efectuó bajo QUAKE en modalidad de Análisis Dinámica.

4. Estabilidad de la presa. Los esfuerzos finales obtenidos en QUAKE fueron utilizados en SLOPE para la determinación de los factores de seguridad para las diferentes posibilidades de círculos de falla escogidos.

5.3.4 Resultados del Análisis

5.3.4.1 Análisis de Flujo Estacionario Condiciones Iniciales

Presa 2 La línea de corriente superior se encuentra a una profundidad de aproximadamente 7.50 metros por debajo del nivel de la cresta de la presa. El flujo a través de la presa es canalizado en la zona de filtro y para las condiciones de permeabilidad utilizadas, indica que el sistema de filtro y zona de drenaje están trabajando adecuadamente, conduciendo el flujo en la parte inferior de la presa y reduciendo sustancialmente las fuerzas de filtración.



Limo color caféDensidad húmeda 1.648 t/m3Cohesión 1.196 t/m2Angulo f ricción interna 16 grados

Limo arenoso

PRESA No.2TAPON DE CIERRE DE LA YEGUADA CURVAS EQUIPOTENCIALESCONDICION DE FLUJO ESTABLECIDO

Limo arenoso

Arena Uniforme

Arena fina

0

2 4

6

8

10

12

14

16

18

20

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 1800

5

10

15

20

25

30

35

Figura 5.9 Presa 2

La salida de la línea de corriente superior se encuentra claramente definida en el área de la zona de drenaje e inicio del filtro. Las presiones hidráulicas (kpascal) en la condición de flujo establecido se muestran en la siguiente figura.

PRESA No.2 TAPON DE CIERREPRESIONES DE PORO FLUJO ESTABLECIDO

-80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120

140 160

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 1700

5

0

5

20

25

30

35

Figura 5.10

Presa 2

Presa 3

El análisis del flujo a través de la presa indica que el mismo no es canalizado, pues carece de zona de filtro y drenaje. En vista de ello, la percolación escurre a través de la cara aguas abajo de la presa. La línea de corriente superior se encuentra a una profundidad de 4.87 metros vs 5.10 metros detectada en el sondeo No.4 UTP.



PRESA No.3CURVAS DE EQUIPOTENCIALESCONDICION DE FLUJO ESTABLECIDO

Relleno de Limo color café roj izoConsistencia natural firme a muy firmeContenido de agua alto, plasticidad media a alta

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 12002468

101214161820222426

Figura 5.11 Presa 3

PRESA No.3 PRESIONES DE PORO FLUJO ESTABLECIDO

-40 -20

0 20

40 60

80 100

120 140

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 12002468

101214161820222426

Figura 5.12 Presa 3

Presa 4



PRESA No.4 CURVAS EQUIPOTENCIALESCONDICION DE FLUJO ESTABLECIDO

Limo arenoso

6

6.5

7 7.5

8

8.5

9

9.5

10

10.

5

11

11.

5

12

12 .

5

0 10 20 30 40 50 60 700

5

10

15

20

Figura 5.13 Presa 4

El análisis del flujo a través de la presa indica que el mismo no es canalizado, pues carece de zona de filtro y drenaje. En vista de ello, la percolación escurre a través de la cara aguas abajo de la presa. La línea de corriente superior se encuentra a una profundidad de 4.65 metros vs 5.50 metros detectada en el sondeo No.3 UTP.

PRESA No.4 PRESIONES DE POROCONDICION DE FLUJO ESTABLECIDO

Limo arenoso

-40

-20

0 20

40 60

80 100

120 0 10 20 30 40 50 60 70

0

5

10

15

20

Figura 5.14 Presa 4

5.3.4.2 Análisis de Esfuerzos Geostaticos Iniciales

El análisis de esfuerzos geostáticos iniciales fue realizado en condiciones totalmente estáticas, previa al evento sísmico. Para ello se utilizaron los esfuerzos totales generados por el peso propio de la presa, con las densidades húmedas indicadas en la Sección 5.3.1 y las presiones hidráulicas determinadas en el módulo SEEP. Las presiones laterales



fueron determinadas en base a los coeficientes de presión lateral en reposo Ko, el cual fue calculado en base a las propiedades elásticas de los materiales. Los diagramas de esfuerzos verticales totales y efectivos se muestran a continuación para las presas analizadas: Este estado de esfuerzos constituye la situación inicial del análisis en el tiempo 0, previo al inicio del evento y considera las presiones hidráulicas calculadas previamente para la condición de flujo establecido a través del cuerpo de la presa. PRESA 2

PRESA No.2 TAPON DE CIERREESFUERZOS TOTALES VERTICALES

0 50 100 150 200 250 300 350

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 1700

5

10

15

20

25

30

35

Figura 5.15

Presa 2

PRESA No.2 TAPON DE CIERREESFUERZOS EFECTIVOS VERTICALES

20 40

60 80 100

100 120 140

160 180 200

220 240

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 1700

5

0

5

20

25

30

35

Figura 5.16 Presa 2

PRESA 3



PRESA No.3ESFUERZOS VERTICALES TOTALES

0 20 60 100 140

180

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 13002468

101214161820222426

Figura 5.17 Presa 3

PRESA No.3ESFUERZOS VERTICALES EFECTIVOS

40

60

80

100

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 13002468

101214161820222426

Figura 5.18 Presa 3

PRESA 4

PRESA No.4ESFUERZOS TOTALES VERTICALES

20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220

0 10 20 30 40 50 60 700

5

10

15

20

Figura 5.19

Presa 4



PRESA No.4ESFUERZOS EFECTIVOS VERTICALES

20

20

40 40

60

80

100

120

0 10 20 30 40 50 60 700

5

10

15

20

Figura 5.20 Presa 4

5.3.4.3 Análisis De Estabilidad Debido A Sismo

A. Análisis Dinámico Los resultados de los análisis dinámicos para las diferentes presas se resumen en la Tabla 5.4, para los tres valores de aceleración utilizados. Todos estos resultados provienen de la misma historia de aceleraciones, debidamente escalada.

Tabla 5.4 Resultados de Análisis Dinámicos de las Presas

EPA 0.233g 0.213g 0.187g 0.233g 0.213g 0.187g* 0.233g 0.213g 0.187gDesplazamiento máximo (cm) 2,600 2,400 2,100 1,400 1,300 --- 4,150 3,950 3,422

Período Fundamental (s) 0,380 0,380 0,380 0,240 0,240 ---

0,440 0,440 0,440

2do. Modo 0,260 0,260 0,260 --- --- --- 0,300 0,300 0,3003er. Modo 0,200 0,200 0,200 --- --- --- 0,260 0,260 0,260Factor de amplificaciónPrimer modo 3,517 3,215 2,822 4,129 3,775 --- 4,904 4,441 3,852Segundo modo 2,055 1,879 1,649 --- --- --- 1,684 1,525 1,322Tercer modo 1,878 1,717 1,508 --- --- --- 1,614 1,462 1,268

PRESA 2 PRESA 3 PRESA 4



* No se realizaron cálculos para 0.187g dado que no hay falla para 0.213g

B. Análisis de Estabilidad

Los análisis de estabilidad indican que para la Presa 2, ocurrirá una deformación permanente para el sismo de evaluación de seguridad. Para la Presa 3, también ocurrirán deformaciones permanentes pequeñas para las aceleraciones de 0.233g y 0.213g. Para el valor 0.183g, no se experimentarán deformaciones permanentes. Para la Presa 4, ocurren deformaciones permanentes que son significativamente mayores que las que ocurren en las presas 2 y 3. Se observa que, de acuerdo al sondeo No.3 del Anexo C, los suelos de fundación de esta presa muestran una consistencia muy baja. El ensayo SPT al nivel del desplante de la presa solamente muestra un conteo de 2 golpes por 0.30 m de penetración y además una humedad de 67%. Esto es un signo de altas presiones de poro que han disminuido significativamente la resistencia al esfuerzo cortante. La Tabla 5.5 condensa los resultados de los diferentes análisis realizados para las diferentes presas analizadas.

Tabla 5.5 Resultados del Análisis de Estabilidad

Presa 2 EPA 0.233g 0.213g 0.187g Máxima deformación acumulada cm 1,560 0,650 0,230 Factores de Seguridad menores que 1.0

t=1.8" 0,853 0,889 0,942 t=4.6" 0,848 0,881 0,933 t=5.0" 0,803 0,839 0,892

Presa 3 EPA 0.233g 0.213g 0.187g Máxima deformación acumulada cm 1,100 0,000 Factores de Seguridad menores que 1.0

t=2.8" 0,876 1,081 t=2.8"



Presa 4 EPA 0.233g 0.213g 0.187g Máxima deformación acumulada cm 13,789 11,450 7,810 Factores de Seguridad menores que 1.0

t=2.4" 0,507 0,547 0,603



6. CONCLUSIONES

Durante un terremoto las fuerzas de inercia en ciertas zonas de un relleno de tierra pude ser suficiente para reducir el factor de seguridad por debajo de uno varias veces, pero sólo por un breve período de tiempo. Durante tales períodos pueden ocurrir desplazamientos permanentes, pero el movimiento se detendrá cuando la magnitud de la aceleración disminuye o es en sentido contrario. El efecto total de una serie de grandes pero breves fuerzas de inercia bien puede ser un desplazamiento acumulativo de una sección del relleno, pero una vez que los movimientos del terreno que generan las fuerzas de inercia han terminado, no ocurrirán deformaciones adicionales a menos que haya habido una notable pérdida de resistencia del material. El concepto importante es que los efectos del terremoto sobre la estabilidad de la presa deben ser evaluados en términos de las deformaciones que producen, más que en el mínimo factor de seguridad desarrollado (Referencia 6.1). La data recopilada para este análisis fue en parte información del constructor y el diseñador, pruebas de campo y asunciones de la literatura técnica. Se ha detectado que esta data tiene algunas objeciones:

La información de los planos como construidos y el reporte de diseño no es completa,

El estudio de materiales del Anexo C, realizado para ampliar la data de los planos, presenta resultados de resistencia muy bajos en el caso de la Presa 4 y se prestan a duda sobre su exactitud.

Se han asumido algunas propiedades del suelo similares a los encontrados en el sitio.

Se ha asumido un espectro de sismo escalada a las recomendaciones de aceleración para el sitio.

Con las consideraciones anteriores se ha hecho la evaluación de la seguridad de las presas y el resultado se resume en la siguiente tabla:

Tabla 6.1 Evaluación de la Seguridad Sísmica de las Presas de La Yeguada

Presa 2 Presa 3 Presa 4

FS Def (cm) FS Def (cm) FS Def (cm) Sismo de 1000 años 0.892 0.23 0.603 7.8 Sismo de 2000 años 0.839 0.65 1.081 1.3 0.547 11.4 Sismo de 4000 años 0.803 1.56 0.876 1.4 0.507 13,8

FS: Factor de Seguridad mínimo Def: deformación acumulada durante el sismo en centímetros



Partiendo del hecho de que las presas fueron diseñadas para un sismo que ocasionara una aceleración de 0.1g, y que resultaron con un factor de seguridad de un análisis pseudo estático de 1.1, no es de extrañar que para los sismos de evaluación escogidos, de acuerdo a los criterios establecidos en la Sección 4, resulten factores de seguridad por debajo de 1.0 en tres ocasiones para la Presa 2 y en una ocasión para la Presa 3 durante fracciones de segundos. Sin embargo, los bajos valores de deformación permanente de las presas, menos de 1.6 cms en cualquier caso, son insignificantes en comparación con el borde libre mínimo de 1.5 metros en el caso de La Yeguada y de 3.0 metros para el Lago El Flor. El resultado anterior nos permite concluir que las presas del Complejo Hidroeléctrico La Yeguada resistirán en forma segura el sismo de evaluación con un período de retorno de 4,000 años sin una liberación repentina de las aguas ni un colapso total de la estructura. De acuerdo a los análisis realizados, se puede concluir con certeza que las Presas 2 y 3, podrán superar los sismos de análisis utilizados, sin daños de consideración y quedarán operativas. Las deformaciones permanentes de la Presa 4, durante los eventos sísmicos, son muchos mayores que las otras dos presas pero menor aún que el borde libre, lo que indica que no habrá liberación repentina de las aguas, sin embargo; sufrirá daños de consideración que requerirán reparaciones importantes. Como conclusión general se establece que las presas no requieren modificación para resistir el sismo de evaluación de su seguridad con un período de retorno de 4,000 años. No obstante, basados en el calculo de estabilidad pseudoestático (Anexo D.3), en el que se obtienen factores de seguridad muy bajos sin sismo, se harán recomendaciones para verificar parte de la información utilizada en estos análisis, en especial para la Presa 4, de manera que se pueda realizar una verificación en el futuro de los resultados obtenidos.



7. RECOMENDACIONES Las recomendaciones de este estudio no son para modificar en ninguna manera las presas existentes, las conclusiones indican que esto no se requiere, sin embargo la data analizada presenta algunos aspectos que requieren ser verificados y/o actualizados para futuras evaluaciones y de encontrarse variaciones con los valores utilizados en el presente análisis hacer una enmienda a éstos. 1. Se sugiere que se realicen los siguientes estudios geotécnicos complementarios:

1. Sondeos a lo largo de las presas, de preferencia tres sondeos, uno por estribo y uno central.

2. Los sondeos por estribos deben ser realizados para definir claramente la estratigrafía de los materiales presentes en la presa.

3. El sondeo central, debe tener carácter de muestreo selectivo/estratigráfico. Sobre este sondeo, se recomienda ejecutar ensayos de Veleta, para determinar la resistencia al esfuerzo cortante en condiciones no drenadas. Las muestras deben ser obtenidas con tubos Shelby de diámetro no menor a 2 7/8” y de preferencia 4” si es factible.

4. Los ensayos para determinar la resistencia del suelo, deben ser ensayos triaxiales Consolidados-No drenados con medición de presión de poro, para efectos de poder permitir un análisis de esfuerzos efectivos. También se deberán realizar ensayos de permeabilidad en condiciones triaxiales, para efectos de obtener los parámetros correctos para los análisis de flujo a través de la presa.

5. Si es factible, realizar ensayos para determinar el Módulo al Esfuerzo cortante y el amortiguamiento mediante ensayos con el péndulo de torsión, serían altamente recomendables y permitirían realizar un análisis dinámico más cercano a la realidad de los materiales que conforman las presas.

2. Se recomienda, que se utilicen las perforaciones para instalar piezómetros que permitan

monitorear el régimen de presiones hidráulicas existentes en el sitio. 3. Los estudios geotécnicos realizados por la Universidad Tecnológica de Panamá, han

detectado filtraciones en las presas. Estas filtraciones deben ser atendidas y su origen investigado, para determinar su manejo posterior. Es importante prevenir cualquier posibilidad de que ocurra una tubificación a través del cuerpo de la presa. Se recomienda medir el gasto actual y analizar la trayectoria y el efluyente para determinar si contiene partículas de suelo.

4. Se recomienda que el sitio sea instrumentado con acelerógrafos, para recabar

información sísmica que permita retroalimentar el estudio y a la vez caracterizar la respuesta del sitio a los futuros eventos sísmicos.



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complejo hidroelctrico la yeguada

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