inf final_analisis acn_gcf-dga sit 125_mar2007

GOBIERNO DE CHILE

MINISTERIO DE OBRAS PÚBLICAS DIRECCION GENERAL DE AGUAS

ANÁLISIS DE INFORMACIÓN

HIDROGEOLÓGICA DEL VALLE DEL RÍO

ACONCAGUA PARA LA ACTUALIZACIÓN DEL

MODELO DE OPERACIÓN DEL SISTEMA

INFORME FINAL

REALIZADO POR:

GCF INGENIEROS CONSULTORES

DEPARTAMENTO DE ESTUDIOS Y PLANIFICACIÓN

S.I.T. Nº 125

Santiago, Marzo del 2007

MINISTERIO DE OBRAS PÚBLICAS

Ministro de Obras Públicas Ing. Civil Sr. Eduardo Bitrán Colodro

Director General de Aguas

Abogado Sr. Rodrigo Weisner Lazo

Jefe Departamento de Estudios y Planificación Ing. Civil Sr. Pedro Rivera Izam

Inspector Fiscal

Ing. Civil Sr. Pedro Rivera Izam

Contraparte Técnica Ing. Civil Sra. Ana María Gangas

GCF INGENIEROS CONSULTORES

Jefe de Proyecto Ing. Civil Félix Pérez S.

Profesionales

Ing. Civil Guillermo Cabrera F. Ing. Civil Lem Mimica V.

Ing. Civil Felipe Orellana M.

ANÁLISIS DE INFORMACIÓN HIDROGEOLÓGICA DEL VALLE DEL RÍO ACONCAGUA PARA LA ACTUALIZACIÓN DEL MODELO DE OPERACIÓN DEL SISTEMA

ÍNDICE

1 GENERALIDADES 1 2 ANÁLISIS COMPARATIVO DE RESULTADOS DE MODELOS DE

OPERACIÓN DEL SISTEMA (MOS) DE LA PRIMERA SECCIÓN DEL RÍO ACONCAGUA

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2.1 BASE CONCEPTUAL 4 2.2 RECARGA TOTAL AL ACUÍFERO 6 2.3 COMENTARIOS 8 2.4 CONCLUSIONES 9 3 ACTUALIZACIÓN DE MODELO DE FLUJO SUBTERRÁNEO DE LA

PRIMERA SECCIÓN DEL RÍO ACONCAGUA 10

3.1 REPRESENTACIÓN GEOMÉTRICA 10 3.2 PERMEABILIDADES 25 3.3 ZONA DE SALIDA 1ª SECCIÓN 33 4 ANÁLISIS CUALITATIVO DE RESULTADOS EN MODELOS DE FLUJO

SUBTERRÁNEO DE SECCIONES 2, 3 Y 4, POR CAMBIOS EN EL MODELO DE LA PRIMERA SECCIÓN

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5 CONCLUSIONES Y COMENTARIOS 36 5.1 ANÁLISIS COMPARATIVO 36 5.2 ACTUALIZACIÓN DE MODELO PRIMERA SECCIÓN 38 5.3 ANÁLISIS CUALITATIVO AGUAS ABAJO 38 ANEXO I: CÁLCULO DE PERMEABILIDADES


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1 GENERALIDADES El desarrollo creciente de las actividades productivas en el valle del río Aconcagua ha originado un aumento en la demanda de recursos hídricos, lo que se ha manifestado a través de una gran cantidad de solicitudes de derechos de aprovechamiento, principalmente sobre aguas subterráneas. De acuerdo a lo anterior, es prioritario disponer de herramientas técnicas actualizadas que permitan cuantificar la real disponibilidad hídrica del sistema. En ese sentido, el presente estudio incluye un análisis crítico de modelos utilizados para representar el sistema hídrico Aconcagua y la actualización de algunos elementos, a través de la incorporación de nuevos antecedentes disponibles a la fecha. El presente estudio tiene 3 objetivos principales, abordados en los capítulos 2, 3 y 4: a) Análisis Comparativo de Resultados de Modelos de Operación del Sistema (MOS) de la Primera

Sección del Río Aconcagua Existen dos representaciones del sistema hídrico de la primera sección del río Aconcagua (sin incluir Putaendo): i) Una de ellas está incluida en "Estudio de operación y reparto de aguas, valle del Aconcagua, V Región", Arcadis Geotecnia-Conic BF, Octubre de 2005 (en adelante MOS-Conic). ii) La segunda fue desarrollada en el "Departamento de Estudios y Planificación de la DGA; 2004" a partir del modelo MOS elaborado para la DOH en el año 1998 (en adelante MOS-DGA). En el presente trabajo se ha efectuado un análisis crítico de los modelos de operación del sistema indicados. El objetivo fue establecer el porqué de las diferencias entre las recargas al acuífero obtenidas con uno y otro procedimiento de cálculo. b) Actualización de Modelo de Flujo Subterráneo de la Primera Sección del Río Aconcagua Se actualizó el modelo de flujo subterráneo de la primera sección del río Aconcagua, que incluye los sectores acuíferos relacionados con las zonas de Los Andes, San Felipe y Putaendo. Dicho modelo fue elaborado como parte del desarrollo del estudio "Modelo de Simulación Hidrogeológico Valle del Río Aconcagua", Ingendesa-AC Ingenieros, marzo de 1998. En adelante "modelo de 1998". La actualización consistió en: i) Modificación de la geometría del basamento del acuífero actual, en función de los datos obtenidos de prospecciones geofísicas realizadas en el área, como parte de: "Estudio Geofísico en el Valle del Aconcagua de la Región de Valparaíso. Dirección, Coordinación e Interpretación", Ingedos, octubre de 2006 (en adelante geofísica Ingedos). ii) Incorporación de la estratigrafía detectada por la geofísica Ingedos en el modelo, incluyendo las elevaciones de los techos y fondos de los estratos detectados por sondeos tem. iii) Generación de distribución inicial de permeabilidades, según la interpretación de nuevas pruebas de bombeo realizadas en pozos de la zona de interés.


2

c) Análisis Cualitativo de Resultados en Modelos de Flujo Subterráneo de Secciones 2, 3 y 4, por cambios en el Modelo de la Primera Sección

Dado que el sistema Aconcagua funciona en serie, las salidas del modelo de la 1ª Sección corresponden a las entradas del modelo de la 2ª Sección y así sucesivamente (ver Figuras 1 y 2). Los cambios en parámetros físicos y geometría en los modelos de flujo de la 1ª Sección determinan ciertas variaciones en los resultados que se obtendrían con los modelos de aguas abajo. Por consiguiente, en este punto se analizan los efectos sobre las representaciones de las secciones 2, 3 y 4 (modelos de flujo subterráneo), en cuanto a la estimación de disponibilidad de recursos, que se pueden producir debido a los cambios efectuados a la representación matemática de la 1ª sección.

FIGURA 1 CUENCA DE APORTE SUPERFICIAL AL RÍO ACONCAGUA

Fuente: Cartografía IGM escala 1:250.000 y elaboración propia


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FIGURA 2 MODELOS HIDROGEOLÓGICOS DE FLUJO RÍO ACONCAGUA

Fuente: Elaboración Propia


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2 ANÁLISIS COMPARATIVO DE RESULTADOS DE MODELOS DE OPERACIÓN DEL SISTEMA (MOS) DE LA PRIMERA SECCIÓN DEL RÍO ACONCAGUA 2.1 Base Conceptual

El acuífero de la primera sección del río Aconcagua, que abarca los sectores de Los Andes y San Felipe, obtiene su alimentación o recarga efectiva de: a) Precipitación (RP) b) Infiltración de agua de riego (RR) c) Flujos subterráneos de entrada en cabeceras (RE) d) Infiltración desde los cauces naturales (RC) Por otro lado, el volumen de agua almacenado en el sistema acuífero se descarga a través de: e) Bombeo (DB) f) Flujo subterráneo de salida hacia la 2ª sección (DS) g) Afloramientos o recuperaciones (DA) Por lo tanto, la ecuación de balance para un intervalo de tiempo ∆t es la siguiente: RP + RR + RE + RC = DB + DS + DA + ∆S (∆S) = (Vf-Vi) / ∆t Con Vf y Vi los volúmenes almacenados en el instante inicial y final, respectivamente, del intervalo de tiempo ∆t. Tanto el MOS-Conic como el MOS-DGA incorporan esas magnitudes en sus cálculos, para intervalos de tiempo mensuales. Los caudales promedios obtenidos en las simulaciones de períodos históricos (abril de 1950 a marzo de 1999) con ambos modelos se muestran en las Figuras 3 y 4.


5

FIGURA 3 FLUJOS PROMEDIO OBTENIDOS CON MOS-DGA EN SIMULACIÓN HISTÓRICA (m3/s)

Fuente: Archivos *.qzr, *.qze, *.qzb, *.qzs, *.qzv y *.qzf de operación de MOS-DGA y elaboración propia

FIGURA 4

FLUJOS PROMEDIO OBTENIDOS CON MOS-CONIC EN SIMULACIÓN HISTÓRICA (m3/s)

Fuente: Archivo " SITUACION_ACTUAL.mdb" de modelo MOS-Conic y elaboración propia


6

De las Figuras 3 y 4 se deduce que la principal diferencia, en resultado, entre ambos procedimientos es el caudal de recarga al acuífero, el que para el caso del MOS-Conic, resulta 3 m3/s mayor. Ese incremento genera un aumento en el flujo subterráneo de salida y en los afloramientos. 2.2 Recarga Total al Acuífero Se realizó un cálculo simplificado, a través de una planilla Excel, de algunas magnitudes consideradas en los modelos MOS-Conic y MOS-DGA, con el objetivo de comprender los algoritmos que determinan los resultados obtenidos. Dicho proceso fue necesario, particularmente en el caso del modelo MOS-Conic, dado que el informe asociado a éste, no proporciona información clara acerca de las ecuaciones y variables usadas para representar el sistema. En el MOS-Conic el resultado de los caudales de recarga al acuífero se incluye en la columna QZR de la tabla Access ResultAcuif. Por otro lado, de acuerdo a las estimaciones realizadas a través de la planilla de cálculo mencionada, se pudo deducir que la recarga total al acuífero se calcula como: Recarga Total al Acuífero en MOS-Conic: QRA=QRPR+QRPN QRPR = ResPerRie: Percolación media mensual (m3/s) evaluadas en los tramos de río. Se calculó como la suma de los datos incluidos en las columnas de la tabla Access ResPerRie. QRPN = ResPerNod: Percolación media mensual (m3/s) evaluadas en los nodos del modelo. Se calculó como la suma de los datos incluidos en las columnas de la tabla Access ResPerNod. QRPR y QRPN son resultados incluidos en las tablas Access ResPerRie y ResPerNod, respectivamente. En el Gráfico 1 se muestra la comparación efectuada. De ésta se deduce que la recarga total al acuífero que estima en modelo MOS-Conic, se obtiene de la suma de las percolaciones asociadas a los nodos y a los tramos de río. Por otro lado, en el caso del MOS-DGA, la recarga total al acuífero se calcula como: Recarga Total al Acuífero en MOS-DGA: QRA=QRAS+QRPN QRAS = Recarga media mensual (m3/s) al acuífero, proveniente de los sectores de riego 1 y 2. Se calculó como la suma de los datos incluidos en las tablas *.qrz. QRPN = Percolación media mensual (m3/s) evaluadas en los nodos del modelo. Se calculó como la suma de los datos incluidos en las columnas de la tabla *.per. Hasta aquí, se puede apreciar que la diferencia en la cuantificación de las recargas al acuífero, proviene de las metodologías empleadas. En el caso MOS-Conic la recarga se obtiene de la percolación evaluada en los tramos de ríos y en el caso MOS-DGA, de la infiltración en las zonas de riego.


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La diferencia en caudal promedio del orden de 3 m3/s, proviene principalmente de esas estimaciones, es decir, la recarga estimada por el modelo MOS-Conic a través de las percolaciones en los tramos de río, resulta mayor que la equivalentemente estima el MOS-DGA desde las zonas de riego.

GRÁFICO 1

RECARGA TOTAL AL ACUÍFERO DE LA PRIMERA SECCIÓN DEL RÍO ACONCAGUA

0

5

10

15

20

25

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35

40

1950

1951

1952

1953

1954

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1959

1960

1961

1962

1963

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1968

1969

1970

1971

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Tiempo [años]

Cau

dal [

m3/

s]

ResPerRie + ResPerNod Recarga Total Acuífero QZR Recarga Promedio

0

5

10

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20

25

30

35

40

1974

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1979

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1981

1982

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1986

1987

1988

1989

1990

1991

1992

1993

1994

1995

1996

1997

1998

Tiempo [años]

Cau

dal [

m3/

s]

ResPerRie + ResPerNod Recarga Total Acuífero QZR Recarga Promedio


Las percolaciones desde los tramos de río, según el MOS-Conic, se calculan con la siguiente expresión1:

IRío = k · L · W / e · (n / i0.5 · W)0.5 · Q0.6 (1) Con IRío: Percolación en tramo de río k: coeficiente de permeabilidad del lecho del río L: largo del tramo de río W: ancho promedio del río e: espesor del lecho n: rugosidad del lecho i: pendiente del cauce Los valores de esos parámetros no se incluyeron en el informe de Conic. Por lo que alternativamente se realizó un cálculo, adoptando valores y tratando de reproducir la infiltración total resultante del modelo MOS-Conic, en función de la sumatoria de los caudales afluentes a los nodos. El promedio de la sumatoria de los caudales afluentes a los nodos 1 a 15 del MOS-Conic alcanza a 132 m3/s. De ese caudal, un 8.5 % infiltraría al acuífero, según los resultados del MOS-Conic (11.2 m3/s). 1 Anexo 2, Modelo de Simulación Integrado Aconcagua, Octubre de 2005, Arcadis-Geotécnica-Conic-BF.


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Para reproducir aproximadamente esa infiltración se pueden adoptar los siguientes parámetros en la Ecuación 1:

k= 0.000002 m/s L= 2500 m

W= 50 m e= 2.15 m n= 0.012 i= 0.001

Infiltración Máxima= 25.1 m3/s Con esos parámetros, se obtienen los caudales del Gráfico 2, donde además se han incorporado los que resultan de la operación del MOS-Conic.

GRÁFICO 2 CAUDALES DE INFILTRACIÓN DESDE TRAMOS DE CAUCES EN MOS-CONIC

05

1015202530

1950

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1952

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1985

1986

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1991

1992

1993

1994

1995

1996

1997

1998

1999

Tiempo [años]

Cau

dal [

m3/

s]

Calculado GCF Resultado MOS-Conic

Fuente: Elaboración Propia Con esos parámetros se obtiene una infiltración promedio de 11.2 m3/s, igual a la que resulta de la operación del MOS-Conic. Si se modifica alguno de esos parámetros, los resultados varían de manera importante. Por ejemplo, si se incrementa el espesor del lecho del cauce desde 2.15 a 3 m, es decir, en un 40 %, la infiltración promedio se reduce a 8.2 m3/s. Esa reducción de 3 m3/s permite igualar los resultados de recarga total al acuífero obtenidos con el MOS-Conic con los del MOS-DGA. 2.3 Comentarios En el MOS-DGA las percolaciones desde los cauces naturales son calculadas en los nodos y en promedio resultaron de 0.77 m3/s. En el MOS-Conic también se considera una magnitud que corresponde a la percolación desde los nodos y que en promedio fue de 0.89 m3/s. No es posible, según las explicaciones del informe de Conic, establecer la correspondencia física de esa magnitud, pero si se relaciona con el MOS-DGA, según los códigos y estructuras de tablas, podría corresponder a la infiltración en los cauces mismos. Desde ese punto de vista, el cálculo realizado en el MOS-Conic con la Ecuación 1, estaría duplicando el procedimiento para la cuantificación de la infiltración desde los cauces. Un aspecto fundamental que se debe tener en cuenta, es el grado de incertidumbre que presentan los parámetros de la Ecuación 1 y de la gran variación que se produce en la recarga al acuífero al modificar alguno de ellos. Para que los resultados obtenidos por el MOS-Conic sean válidos, esos parámetros deberían ser calibrados de alguna forma. Además, según la opinión de este consultor, se ha simplificado el funcionamiento del sistema real de manera excesiva e innecesaria, puesto que el cálculo de la infiltración se ha restringido a los cauces.


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Aquello, se aleja de la realidad, ya que además de los cauces, las áreas de riego constituyen zonas de infiltración y recarga al acuífero. Ese hecho, sí es considerado por el MOS-DGA, que efectúa un balance en las zonas de riego, incluyendo la componente subterránea, para estimar la infiltración. Por otro lado, en el MOS-Conic, la componente subterránea no se considera en el balance que se realiza a nivel de zona de riego y es abordad posteriormente en los tramos de río. De acuerdo a lo anterior, el MOS-Conic podría ser adecuado para representar la operación superficial del sistema, pero presenta deficiencias y limitaciones conceptuales para la representación del flujo subterráneo del mismo, con respecto al MOS-DGA. 2.4 Conclusiones Según el análisis efectuado, es posible concluir lo siguiente: El MOS-Conic calcula la percolación asociada a los nodos, al igual que el MOS-DGA y se obtiene un orden de magnitud similar (0.8 m3/s). En el MOS-DGA, la infiltración al acuífero desde los nodos representa la percolación del tramo de cauce. En el texto de Conic no se explica qué representa esa infiltración, pero si funciona de manera análoga al MOS-DGA, estarían duplicando la cuantificación de esa magnitud. Para una coherencia conceptual, debieron eliminar la infiltración asociada a los nodos, puesto que ésta fue representada (en el MOS-Conic) a través de la función de infiltración indicada anteriormente. La herramienta desarrollada por Conic representa las zonas de riego de forma más desagregada y eso podría implicar un cálculo de las demandas en zonas de riego más preciso. No obstante, en cuanto a las percolaciones desde las zonas de riego, el procedimiento es más arbitrario y presenta una limitación conceptual, dado que las percolaciones de las zonas de riego son cuantificadas como percolaciones desde los cauces y no desde las propias zonas de riego. La metodología de cálculo usada por Conic para esas percolaciones desde los cauces, permite estimar recargas cuyos valores podrían variar significativamente con los distintos parámetros involucrados (muy sensibles), para los cuáles en el informe no se entregan ni sus valores ni su sustento, lo que obviamente atenta en contra de la credibilidad y validez de los resultados. La DGA cuenta actualmente con un modelo MOS cuyos resultados asociados al flujo subterráneo fueron obtenidos a través de un proceso de retroalimentación entre el MOS y un modelo hidrogeológico de flujo de la primera sección (desarrollado en Visual Modflow). Evidentemente, esas representaciones pueden ser mejoradas con nuevos y mejores antecedentes y un proceso similar podría entregar resultados diferentes a los que hoy se consideran válidos. El factor de mayor relevancia para ese caso es el de las recargas al acuífero, las que son determinadas por el MOS. Una verificación de la componente subterránea, aparentemente no se realizó en el modelo MOS-Conic (por lo menos en el informe no se indica), por lo que los resultados del flujo subterráneo obtenidos en éste, no tendrían una mayor validez que los calculados con el MOS-DGA. En efecto, los procedimientos, supuestos y consideraciones tomadas para la realización del modelo MOS-Conic no se consideran de mayor valor o validez que los del MOS-DGA. De acuerdo a ello, y en


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relación al modelo de operación del sistema San Felipe-Los Andes, la DGA debería continuar considerando sus propios resultados como los más confiables hasta este momento. La afirmación anterior es válida mientras no se desarrolle un procedimiento de cálculo cuya validez supere al MOS-DGA, principalmente a través de la incorporación de nuevos antecedentes, que permitan estimar de mejor forma las recargas y con un criterio de contraste razonable. 3 ACTUALIZACIÓN DE MODELO DE FLUJO SUBTERRÁNEO DE LA PRIMERA

SECCIÓN DEL RÍO ACONCAGUA El presente capítulo consiste en la actualización del modelo de flujo subterráneo de la primera sección del río Aconcagua (San Felipe-Putaendo) elaborado como parte del estudio "Modelo de Simulación Hidrogeológico Valle del Río Aconcagua", Ingendesa con la Asesoría de AC Ingenieros Consultores Ltda., marzo de 1998 (en adelante "modelo de 1998"). Para la actualización se usaron los antecedentes generados en el "Estudio Geofísico en el Valle del Aconcagua de la Región de Valparaíso. Dirección, Coordinación e Interpretación", Ingedos, octubre de 2006 (en adelante "geofísica Ingedos"). La información obtenida de la geofísica Ingedos permitió modificar la geometría del relleno y la estratigrafía incluida en el modelo de 1998. Además, se recopilaron datos de pruebas de bombeo con los que se, estimaron valores puntuales de permeabilidad, los que se podrán utilizar como punto de partida para la calibración de modelos hidrogeológicos que se desarrollen en el futuro. 3.1 Representación Geométrica a) Contacto Roca-Relleno Se generó la superficie de terreno con curvas cada 25 m, obtenidas de la cartografía 1:50.000 (ver Figura 5). Con esa superficie, se calculó una superficie de pendientes de terreno, dividida en dos rangos: pendientes mayores al 4% y menores al 4% (ver Figura 6). Esa zonificación se usó como base para definir el contacto roca-relleno inicial para delimitar el acuífero del área de estudio (ver Figura 7). Se denominó "inicial" puesto que posteriormente fue modificado al incorporar los puntos con información geofísica. b) Basamento Rocoso La ubicación del fondo rocoso del relleno se definió en función de los espesores de relleno detectados en cada estación gravimétrica y en cada estación tem medida como parte de la geofísica Ingedos (ver Figura 7A). Los procesos de interpolación y extrapolación incluidos en programas como Surfer o Spatial Analyst de Arcview, generan distorsiones en las superficies calculadas, por ello, se usó sólo como punto de partida una superficie generada con la información gravimétrica (usando Spatial Analyst de Arcview) y se modificó manualmente hasta compatibilizarla completamente con los datos tem. Así mismo, se modificó el contacto roca-relleno inicial (Figura 7A), incorporando los puntos con relleno nulo detectados por la geofísica Ingedos (ver puntos negros de Figura 7). En la Figura 7B se muestran los contactos roca-relleno del modelo de 1998 y el definido en el presente estudio (2007). En la Figura 8 se muestran las curvas de isoprofundidad trazadas manualmente. En las Figuras 9A y 9B se comparan las profundidades de basamento usadas en el modelo de 1998 y las obtenidas en el presente estudio (2007), respectivamente.


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FIGURA 5 CURVAS DE NIVEL CADA 25 M CARTOGRAFÍA 1:50.000



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FIGURA 6 RANGOS DE PENDIENTES DE TERRENO



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FIGURA 7A CONTACTO ROCA RELLENO INICIAL



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FIGURA 7B CONTACTOS ROCA RELLENO MODELO 1998 Y OBTENIDO EN PRESENTE ESTUDIO (2007)



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FIGURA 8 CURVAS DE ISOPROFUNDIDAD BASAMENTO ROCOSO



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FIGURA 9A RANGOS DE ISOPROFUNDIDAD BASAMENTO ROCOSO (1998)



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FIGURA 9B RANGOS DE ISOPROFUNDIDAD BASAMENTO ROCOSO (2007)



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c) Estratos En el estudio de Ingedos se definieron las siguientes unidades hidrogeológicas: Unidad A Sedimentos de granulometría heterogénea con abundantes matriz de arenas finas, limos y arcillas (> 50%). Esta unidad se encuentra circunscrita a un sector del suroeste de esta Zona 1 (Rinconada de Los Andes) y no se presenta en el resto de la cuenca del Aconcagua. Unidad B Sedimentos de granulometría gruesa a media, de ripios gravillentos; matriz arenosa, con escasos limos arcillosos. Se encuentra ampliamente distribuida en la Zona 1 y en el resto de la cuenca. Unidad C Sedimentos heterogéneos con gravas hasta arenas finas, con matriz moderadamente arcillosa; existen ripios y bolones en volúmenes <15%. Esta unidad se encuentra circunscrita a un sector del noreste de esta Zona 1 – San Esteban – estero San Francisco. Unidad D Sedimentos de granulometría fina del tipo arenas limosas con abundante matriz de arcilla (> 50%). Unidad Esc. Unidad Escombros, pequeño abanico aluvial de estero local; no guarda relación con unidades del Aconcagua. Unidad V Interestratificación gruesa y fina con alto contenido de arcillas, no se relaciona con unidades del Aconcagua; probable influencia de depositaciones locales. En cada tem medido en la geofísica Ingedos se detectaron a lo más 3 de las unidades anteriores, por lo que se decidió representar el relleno de la zona de interés a través de 3 estratos (superior, intermedio e inferior). En el modelo de 1998 se usaron 2 estratos. El fondo del estrato superior se generó a partir de aquellos tem que detectaron 2 y 3 estratos. El fondo del estrato intermedio se construyó con los datos de tems que alumbraron 3 unidades. Con esa información puntual tridimensional (x,y,z) se generaron superficies para los fondos de los estratos superior e intermedio. En las zonas donde los tem detectaron sólo un estrato se incorporó una función lógica para fijar los fondos a una distancia predefinida del basamento (5 m). Se adoptó esa distancia reducida desde el fondo impermeable, pensando en una representación hidrogeológica construida con celdas de diferencias finitas (ver Figura 10).


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En un modelo de flujo, los estratos cercanos al fondo, son los últimos en secarse; por consiguiente, esa es la mejor forma de representar un subsector donde existe un medio único con tres estratos, para reducir posibilidad de divergencia por el secado de celdas colgadas. Las áreas que cubren las distintas unidades definidas se muestran en la Figura 11. En las Figuras 12, 13, 14 y 15 se presentan las superficies correspondientes a cada nivel incluido en el modelo actualizado con 3 estratos.

FIGURA 10 MODELACIÓN DE ESTRATOS



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FIGURA 11 UNIDADES HIDROGEOLÓICAS DETECTADAS POR LOS TEM DE GEOFÍSICA INGEDOS



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FIGURA 12 ELEVACIONES NIVEL DE TERRENO



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FIGURA 13 ELEVACIONES FONDO ESTRATO SUPERIOR



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FIGURA 14 ELEVACIONES FONDO ESTRATO INTERMEDIO



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FIGURA 15 ELEVACIONES FONDO ESTRATO INFERIOR (FONDO ROCOSO)



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En las Figuras 16, 17 y 18, se muestran las unidades hidrogeológicas; éstas fueron asociadas a un único valor de permeabilidad en Visual Modflow. En el desarrollo del modelo se deberá calibrar las permeabilidades asignando distintos valores a cada unidad identificada por la geofísica Ingedos. Con relación a los valores globales del espesor de relleno, en la Tabla 1 se muestran las principales magnitudes comparadas con las usadas en el modelo de 1998. Para efectuar esa comparación se usó la malla VisualModflow y los contactos roca-relleno de 1998 y 2007. El volumen total de relleno, correspondiente al modelo de 1998, se calculó multiplicando la dimensión en planta de cada celda por el espesor de relleno coincidente con su centro. Se consideraron sólo las celdas activas de 1998, es decir, aquellas ubicadas al interior del contacto roca-relleno de 1998 (ver Figura 7B). De manera análoga, se calculó el volumen de relleno de 2007, usando el contacto roca-relleno obtenido con los antecedentes de Ingedos.

TABLA 1 VALORES GLOBALES DE DIMENSIONES DE RELLENO Cálculo de

volúmenes de relleno

Nº de celdas activas Superficie activa [km2]

Volumen de relleno [Mill. m3]

Espesor promedio de relleno [m]

Malla VisualModflow de 1998

10504 452 68038 151

Malla VisualModflow de 2007

8879 385 62558 162

3.2 Permeabilidades El cálculo de las permeabilidades se realizó en función de los datos de pruebas de bombeo de gasto variable. Se usó esa información, debido a que es el antecedente que generalmente está presente en los expedientes; además, permite caracterizar las propiedades conductivas de los sistemas acuíferos, a partir de una fuente relativamente homogénea. Las pruebas de gasto constante, por otro lado, son menos abundantes y difíciles de obtener. Con ambas fuentes, se obtienen resultados semejantes. Las pruebas de bombeo de gasto constante entregan valores de permeabilidad un poco menores, puesto que el tiempo de espera, para alcanzar el equilibrio, es mayor y por ende, la depresión final es un poco mayor que la que se obtiene, para un mismo caudal, en la prueba de gasto variable. El radio de influencia (R) a menudo resulta difícil de estimar, a menos que la prueba de bombeo se haya realizado con pozos de observación distintos al pozo de bombeo. En los planos de construcción incluidos en los expedientes, las pruebas generalmente fueron realizadas en un único pozo, desde el cual se bombeó y desde dónde se midieron los niveles. Por suerte, el radió de influencia tiene una incidencia logarítmica dentro de la expresión que permite calcular la permeabilidad, por lo tanto, su incertidumbre no es tan determinante. Por esas razones, se adoptó un radio de influencia constante de 200 m para todas las pruebas. El radio del pozo (r) se obtuvo del radio de perforación indicado en cada plano de construcción. Para la estimación de las permeabilidades, se usaron depresiones corregidas, puesto que la mayor parte del sistema presenta condiciones de napa libre. En el factor de corrección (∆2/2H), se adoptó H=P-NE, con ∆=depresión; P=profundidad del pozo y NE=profundidad del nivel estático.


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En la Figura 21 se muestra la distribución de permeabilidades asociada al estrato superior del modelo de 1998. En la Figura 22 se muestran los valores de permeabilidades estimados en el presente estudio en función de los datos registrados en pruebas de gasto variable realizadas en pozos de la zona (ver Anexo I). Las permeabilidades estimadas en función de los datos de las pruebas de bombeo de gasto variable, varían entre 1 y 200 m/día (1.5·10-5 y 2.3·10-3 m/s). Por otro lado, en el modelo de 1998, las permeabilidades de la sección de salida varían entre 250 y 600 m/día (2.9·10-3 y 6.9·10-3 m/s). Según las permeabilidades calculadas en el presente estudio, se deduce que los valores usados en el modelo de 1998 sobreestiman los valores reales. Esas permeabilidades probablemente se adoptaron durante el proceso de calibración para compatibilizar los flujos superficiales de recarga obtenidos con el MOS de 1998. En la sección de salida, gran parte del flujo subterráneo debe aflorar, a causa de la reducción de la sección de escurrimiento. Según las permeabilidades calculadas y la forma de la sección obtenida con la geofísica de 2006, el flujo subterráneo pasante hacia la 2ª sección debería ser inferior a 1 m3/s (0.75 m3/s). El resto de la escorrentía debería aflorar, incrementando el flujo superficial. Para la futura representación hidrogeológica del área, se debería calibrar el modelo dentro del rango de los valores calculados puntualmente (1 y 200 m/día). En ese proceso, se debería ajustar, además de permeabilidades y almacenamientos, el caudal de recarga superficial, generado con el modelo de flujo superficial que utilice para cuantificar aportes superficiales. Preliminarmente y según los resultados obtenidos en el presente trabajo, es posible inferir que la recarga superficial de la primera sección del Río Aconcagua, debería resultar a lo más igual a la obtenida con el MOS DGA descrito en el Capítulo 2 (≤ 9.45 m3/s).


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FIGURA 16 UNIDADES ESTRATO SUPERIOR EN MODELO VISUAL MODFLOW


B

A V

Esc


28

FIGURA 17 UNIDADES ESTRATO INTERMEDIO EN MODELO VISUAL MODFLOW


B

D

C

V

V

Fila 138


29

FIGURA 18 UNIDADES ESTRATO INFERIOR EN MODELO VISUAL MODFLOW


B D

C

V

VB


30

FIGURA 19 CORTE FILA 138, COORDENADA UTM 6.366.700 M NORTE


FIGURA 20 CORTE COLUMNA 111, COORDENADA UTM 352.100 M ESTE


B A

C

A B

D

D


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FIGURA 21 PERMEABILIDADES EN ESTRATO SUPERIOR MODELO DE 1998 (m/día)

Fuente: "Modelo de Simulación Hidrogeológico Valle del Río Aconcagua", Ingendesa-AC Ingenieros, marzo de 1998.


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FIGURA 22 PERMEABILIDADES ESTIMADAS EN FUNCIÓN DE LOS DATOS DE LAS PRUEBAS DE BOMBEO [m/día]



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3.3 Zona de salida 1ª sección Debido a la relevancia de la zona de salida de la 1ª sección, que constituye la entrada de la 2ª sección, se han analizado los resultados de la geofísica Ingedos en ese sector y se ha comparado con el espesor del relleno considerado en el modelo de 1998. Se debe tener en consideración que las profundidades de basamento obtenidas con TEMs difieren un poco de las que entrega la gravimetría. Por lo general, las primeras resultan mayores que las primeras. Dado que se cuenta con espesores obtenidos con ambas metodologías, pero en puntos no coincidentes, se procuró compatibilizar ambas fuentes, suponiendo que ambas son correctas. Lo anterior, podría ser discutible y argumentarse que para la profundidad de la roca, la gravimetría es más confiable. No obstante, se consideró de mayor utilidad incorporar las profundidades entregadas por los TEMs, ya que resulta de mayor utilidad el espesor puntual medido, independiente del método, que la ausencia de medición. En la Figura 23 se muestra un detalle de los tems (cuadrados), estaciones gravimétricas (círculos), celdas de salida en Visual Modflow de 1998 y los rangos de profundidad interpolados y extrapolados manualmente. En la Figura 23 se debe poner atención a que la sección de salida definida por la condición de borde de nivel constante (celdas en cuadrados verdes), no coinciden con los puntos TEMs que se han graficado en corte en la Figura 24. En ésta, se muestra el perfil elaborado por Geodatos-Ingedos en función de la interpretación de resistividades obtenidas de las 5 estaciones TEM mostradas en la Figura 23 (cuadrados). El Gráfico 3 se presenta una comparación entre las profundidades interpoladas con la geofísica Ingedos (new) y los espesores usados en el modelo de 1998 para la sección de salida. En el modelo de 1998 en esas celdas se asignó una condición de nivel constante. Un aspecto a destacar, es la gran variación vertical que se observa entre secciones muy cercanas en planta. Por ejemplo, el perfil TEM (Figura 24) muestra un espesor saturado más profundo que el correspondiente a las celdas del VisualModflow (Gráfico 3), ubicadas algunos metros, más hacia aguas arriba (ver planta Figura 23). Como se puede apreciar en el Gráfico 3, la sección considerada en el modelo de 1998 sobreestima la sección interpolada con la información geofísica de Ingedos. Por otro lado, el perfil tem ubicado aproximadamente 250 m hacia aguas abajo, presenta una forma más parecida, a la supuesta en la sección de salida, considerada en el modelo de 1998. Según la nueva información geofísica Ingedos, se puede concluir que la sección de la salida del sistema presenta un relleno de espesor un poco menor al supuesto en 1998. Particularmente en las celdas donde se ubicó la condición de borde de nivel constante en el modelo de 1998 el relleno en superficie debería ser aproximadamente un 55 % del supuesto en 1998. Hacia aguas abajo las diferencias son menores y las secciones resultan más parecidas entre sí.


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FIGURA 23 ZONA DE SALIDA 1ª SECCIÓN RÍO ACONCAGUA


Perfil TEM

Prof. Roca en TEMs TEMs

Estaciones Gravimetría


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FIGURA 24 PERFIL TEM AGUAS ABAJO SECCIÓN DE SALIDA CONSIDERADA EN MODELO VISUAL MODFLOW DE 1998

Unidad B: Sedimentos de granulometría gruesa a media, de ripios gravillentos; matriz arenosa, con escasos limos arcillosos. Se encuentra ampliamente distribuida en la Zona 1 y en el resto de la cuenca. Unidad D: Sedimentos de granulometría fina del tipo arenas limosas con abundante matriz de arcilla (> 50%).

Fuente: "Estudio Geofísico en el Valle del Aconcagua de la Región de Valparaíso. Dirección, Coordinación e Interpretación", Ingedos, octubre de 2006.

GRÁFICO 3 PERFIL COINCIDENTE CON CELDAS EN SALIDA MODELO DE 1998

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

0 200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

2000

2200

2400

2600

2800

3000

3200

OldNew



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TABLA 2 SECCIÓN DE SALIDA Cálculo de volúmenes de relleno Superficie sección

de salida [m2] Malla VisualModflow de 1998 325816 Malla VisualModflow de 2007 178740

Nota: la superficie relleno en la sección de salida de 2007 corresponde al 55% de la de 2007

4 ANÁLISIS CUALITATIVO DE RESULTADOS EN MODELOS DE FLUJO SUBTERRÁNEO DE SECCIONES 2, 3 Y 4, POR CAMBIOS EN EL MODELO DE LA PRIMERA SECCIÓN De acuerdo a los resultados obtenidos, se vislumbra que el principal cambio que deberían experimentar los modelos de aguas abajo se relaciona con el caudal subterráneo de entrada a la segunda sección, proveniente de la primera sección. Con esa diferencia, la entrada superficial debería resultar mayor, por lo que la estimación de las recargas superficiales debería subir, compensando en parte la disminución de la entrada subterránea. Otra variación probable sería la reducción de las permeabilidades asignadas en el modelo de la 2ª sección, las que deberían estar sobreestimadas en la zona de aguas arriba, para permitir la entrada del caudal subterráneo calculado en el modelo de 1998. El efecto del cambio indicado (flujo subterráneo sección 1 a sección 2), debería atenuarse en las secciones 3 y resultar prácticamente despreciable en la cuarta sección. La principal dificultad de la representación del sistema Aconcagua radica en el estrecho vínculo físico que existe entre la escorrentía superficial del río y la escorrentía subterránea de los acuíferos. La modelación requiere de un proceso de retroalimentación entre un modelo de flujo superficial y un modelo hidrogeológico; se debe tener especial cuidado en ese vínculo, por la gran diferencia de magnitudes que habitualmente existe entre flujos subterráneos y superficiales. Por ello, se debería adoptar un criterio conservador, para la cuantificación o representación de que aquellas magnitudes con mayor indeterminación. Dicho criterio se debería sustentar además, con la experiencia de los modeladores. Se debe procurar encontrar la mayor cantidad de datos experimentales que se puedan utilizar como formas de contraste de los resultados de la modelación. Entre los datos medidles se pueden mencionar los caudales superficiales, registrados en las estaciones fluviométricas, aforos puntuales en cauces, pruebas de bombeo para estimar permeabilidades y en algunos casos almacenamientos, datos de lluvia, mediciones de permeabilidad vertical, etc. 5 CONCLUSIONES Y COMENTARIOS 5.1 Análisis Comparativo Según el análisis efectuado, es posible concluir que el MOS-Conic calcula la percolación asociada a los nodos de la misma forma que el MOS-DGA y se obtiene un orden de magnitud similar (0.8 m3/s). En el MOS-DGA, la infiltración al acuífero desde los nodos representa la percolación del tramo de cauce. En el texto de Conic no se explica qué representa esa infiltración, pero si funciona de manera análoga al


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MOS-DGA, estarían duplicando la cuantificación de esa magnitud. Para una coherencia conceptual, debieron eliminar la infiltración asociada a los nodos, puesto que ésta fue representada, en el MOS-Conic, a través de la función de infiltración indicada anteriormente. La herramienta desarrollada por Conic representa las zonas de riego de forma más desagregada y eso probablemente implica un cálculo de las demandas en las zonas de riego más preciso. No obstante, en cuanto a las percolaciones desde las zonas de riego, el procedimiento es más arbitrario y presenta una limitación conceptual, dado que éstas son cuantificadas como percolaciones desde los cauces y no desde las propias zonas de riego. La metodología de cálculo usada por Conic para esas percolaciones desde los cauces, permite estimar recargas cuyos valores podrían variar significativamente con los distintos parámetros involucrados (muy sensibles), para los cuáles en el informe no se entregan ni sus valores ni su sustento, lo que obviamente atenta en contra de la credibilidad y validez de los resultados. La DGA cuenta actualmente con un modelo MOS cuyos resultados asociados al flujo subterráneo fueron obtenidos a través de un proceso de retroalimentación entre el MOS y un modelo hidrogeológico de flujo de la primera sección (desarrollado en Visual Modflow). Por lo tanto, los valores de recarga calculados en el MOS-DGA fueron validados a través de la calibración del modelo hidrogeológico, ya que existe consistencia entre los resultados entregados por ambas herramientas de análisis de la DGA. Evidentemente, esas representaciones podrían ser mejoradas con nuevos y mejores antecedentes y un proceso similar podría entregar resultados diferentes a los que hoy se consideran válidos. El factor de mayor relevancia para ese caso es el de las recargas al acuífero, las que son determinadas por el MOS. Dicha verificación u otra, aparentemente no se realizó en el modelo MOS-Conic (por lo menos en el informe no se indica), por lo que los resultados del flujo subterráneo obtenidos en éste no tendrían una validez mayor que los calculados con el MOS-DGA. En efecto, los procedimientos, supuestos y consideraciones tomadas para la realización del modelo MOS-Conic, no se consideran de mayor valor que los del MOS-DGA. De acuerdo a ello, y en relación al modelo de operación del sistema San Felipe-Los Andes, la DGA debería continuar considerando sus propios resultados como los más confiables y de mayor validez hasta este momento. La afirmación anterior es válida mientras no se desarrolle un procedimiento de cálculo cuya validez supere al MOS-DGA, principalmente a través de la incorporación de nuevos antecedentes, que permitan estimar de mejor forma las recargas y con un criterio de contraste razonable.


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5.2 Actualización de Modelo Primera Sección Con los antecedentes obtenidos de la geofísica Ingedos, se generó la geometría acuífera de la primera sección del río Aconcagua, a través de tres estratos con los que se pueden representar las unidades A, B, C , D, V y Esc., antes definidas y asociadas a los perfiles tem medidos por Geodatos e interpretados por Ingedos. Esos datos (x,y,z) para la superficie de terreno, fondo estrato superior, fondo estrato intermedio y fondo estrato inferior (o fondo roca), se asociaron a un shape de puntos (archivo dbf) que incluye los centros de cada celda del modelo Visual Modflow de 1998. En cuanto al volumen de relleno, a nivel global, la geofísica de Ingedos reveló un volumen menor al usado en el modelo de 1998, pero más profundo en algunos sectores. Según la nueva información geofísica Ingedos, se puede concluir que la sección de la salida del sistema presenta un relleno de espesor un poco menor al supuesto en 1998. Particularmente en las celdas donde se ubicó la condición de borde de nivel constante en el modelo de 1998, el relleno en superficie debería ser aproximadamente un 57 % del supuesto en 1998. Hacia aguas abajo las diferencias son menores y las secciones resultan más parecidas entre sí. Las permeabilidades estimadas en función de los datos de las pruebas de bombeo de gasto variable, varían entre 1 y 200 m/día (1.5·10-5 y 2.3·10-3 m/s). Por otro lado, en el modelo de 1998, las permeabilidades de la sección de salida varían entre 250 y 600 m/día (2.9·10-3 y 6.9·10-3 m/s). Según las permeabilidades calculadas en el presente estudio, se deduce que los valores usados en el modelo de 1998 sobreestiman los valores reales. Esas permeabilidades probablemente se adoptaron durante el proceso de calibración para compatibilizar los flujos superficiales de recarga obtenidos con el MOS. En la sección de salida, gran parte del flujo subterráneo debe aflorar, a causa de la reducción de la sección de escurrimiento. Según las permeabilidades calculadas y la forma de la sección obtenida con la geofísica de 2006, el flujo subterráneo pasante hacia la 2ª sección debería ser inferior a 1 m3/s (0.75 m3/s). El resto de la escorrentía debería aflorar, incrementando el flujo superficial. Para la futura representación hidrogeológica del área, se debería calibrar el modelo dentro del rango de los valores calculados puntualmente (1 y 200 m/día). En ese proceso, se debería ajustar, además de permeabilidades y almacenamientos, el caudal de recarga superficial, generado con el modelo de flujo superficial que utilice para cuantificar aportes superficiales. Preliminarmente y según los resultados obtenidos en el presente trabajo, es posible inferir que la recarga superficial de la primera sección del Río Aconcagua, debería resultar a lo más igual a la obtenida con el MOS DGA (≤ 9.45 m3/s). 5.3 Análisis Cualitativo Aguas Abajo El principal cambio que deberían experimentar los modelos de aguas abajo de la primera sección se relaciona con el caudal subterráneo de entrada a la segunda sección, proveniente de la primera sección. La entrada superficial a la 2ª sección debería resultar mayor, por lo que la disponibilidad superficial para la cuantificación de recargas debería subir, compensando en parte la disminución de la entrada subterránea.


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Otra variación probable sería la reducción de las permeabilidades asignadas en el modelo de la 2ª sección, las que deberían estar sobreestimadas en la zona de aguas arriba, para permitir la entrada del caudal subterráneo calculado en el modelo de 1998. El efecto indicado debería atenuarse en la 3ª sección y resultar prácticamente despreciable en la 4ª sección. La principal dificultad de la representación del sistema Aconcagua radica en el estrecho vínculo físico que existe entre la escorrentía superficial del río y la escorrentía subterránea de los acuíferos. La modelación requiere de un proceso de retroalimentación entre un modelo de flujo superficial y un modelo hidrogeológico; se debe tener especial cuidado en ese vínculo, por la gran diferencia de magnitudes que habitualmente existe entre flujos subterráneos y superficiales. Por ello, se debería adoptar un criterio conservador, para que aquellas magnitudes con mayor indeterminación, apoyado en la experiencia de los modeladores. Se debe procurar encontrar la mayor cantidad de datos experimentales que se puedan utilizar como formas de contraste de los resultados de la modelación. Entre los datos medidles, se pueden mencionar los caudales superficiales, registrados en las estaciones fluviométricas, aforos puntuales en cauces, pruebas de bombeo para estimar permeabilidades y en algunos casos almacenamientos, datos de lluvia, mediciones de permeabilidad vertical, etc.

ANEXO I Cálculo de Permeabilidades

ANEXO I El cálculo de las permeabilidades se realizó en función de los datos de pruebas de bombeo de gasto variable. Se usó esa información, debido a que es el antecedente que generalmente está presente en los expedientes; además, permite caracterizar las propiedades conductivas de los sistemas acuíferos, a partir de una fuente relativamente homogénea. Las pruebas de gasto constante, por otro lado, son menos abundantes y difíciles de obtener. Con ambas fuentes, se obtienen resultados semejantes. Las pruebas de bombeo de gasto constante entregan valores de permeabilidad un poco menores, puesto que el tiempo de espera, para alcanzar el equilibrio, es mayor y por ende, la depresión final es un poco mayor que la que se obtiene, para un mismo caudal, en la prueba de gasto variable. El radio de influencia (R) a menudo resulta difícil de estimar, a menos que la prueba de bombeo se haya realizado con pozos de observación distintos al pozo de bombeo. En los planos de construcción incluidos en los expedientes, las pruebas generalmente fueron realizadas en un único pozo, desde el cual se bombeó y desde dónde se midieron los niveles. Por suerte, el radió de influencia tiene una incidencia logarítmica dentro de la expresión que permite calcular la permeabilidad, por lo tanto, su incertidumbre no es tan determinante. Por esas razones, se adoptó un radio de influencia constante de 200 m para todas las pruebas. El radio del pozo (r) se obtuvo del radio de perforación indicado en cada plano de construcción. Para la estimación de las permeabilidades, se usaron depresiones corregidas, puesto que la mayor parte del sistema presenta condiciones de napa libre. En el factor de corrección (∆2/2H), se adoptó H=P-NE, con ∆=depresión; P=profundidad del pozo y NE=profundidad del nivel estático.

PERMEABILIDADES EN POZOS Pozo x y esp. sat. k [m/s] k [m/s]

3240-7030-A9 347010 6376975 39 0.000110 1.1E-04 3240-7030-C3 344755 6370917 34 0.000336 3.4E-04 3240-7030-C6 345330 6370415 67 0.000317 3.2E-04 3240-7030-C8 349050 6367524 38 0.001195 1.2E-03 3240-7030-C9 347234 6370920 40 0.000308 3.1E-04 3240-7030-C14 345396 6369942 46 0.000436 4.4E-04 3240-7030-C15 346015 6369160 43 0.000336 3.4E-04 3240-7030-D2 353338 6367468 71 0.000265 2.7E-04 3240-7030-D3 353427 6367425 65 0.000388 3.9E-04 3240-7030-D15 352830 6366780 39 0.000115 1.1E-04 3240-7030-D16 352757 6366830 46 0.000123 1.2E-04 3240-7040-A3 335350 6381401 155 0.000197 2.0E-04 3240-7040-B23 337212 6376271 52 0.000242 2.4E-04 3240-7040-D5 338740 6374138 56 0.000633 6.3E-04 3240-7040-D7 338795 6374146 54 0.000757 7.6E-04 3240-7040-D14 338168 6374491 38 0.000500 5.0E-04 3240-7040-D31 338115 6374795 49 0.000662 6.6E-04 3240-7030-A14 347300 6377890 55 0.000265 2.6E-04 3240-7030-C5 346270 6371640 50 0.000392 3.9E-04 3240-7040-A1 334648 6379013 33 0.000041 4.1E-05 3240-7040-A2 334703 6381407 60 0.000467 4.7E-04 3240-7040-A4 334550 6380522 80 0.000454 4.5E-04 3240-7040-B2 336521 6379780 24 0.000129 1.3E-04 3240-7040-D2 344560 6368529 128 0.001080 1.1E-03 3240-7040-D6 338831 6374205 34 0.000761 7.6E-04 3240-7040-D25 343070 6370550 69 0.000103 1.0E-04 3250-7040-B1 342750 6364250 79 0.000515 5.2E-04 3240-7030-A1 349579 6383128 37 0.000094 9.4E-05 3240-7030-D4 354960 6366490 35 0.000066 6.6E-05 3240-7030-D6 355080 6366584 67 0.000360 3.6E-04 3240-7030-D8 355024 6366702 72 0.000098 9.8E-05 3240-7030-D10 355188 6366501 64 0.000393 3.9E-04 3240-7030-D12 355121 6366425 60 0.000332 3.3E-04 3240-7040-C6 331044 6374331 76 0.000362 3.6E-04 3240-7040-B1 338233 6379070 29 0.000014 1.4E-05 3230-7040-D4 336940 6386650 108 0.000086 8.6E-05 CORFO 787 345600 6371450 50 0.000317 3.2E-04 CORFO 792 343213 6365570 42 0.002275 2.3E-03 CORFO 833 345984 6367068 33 0.000804 8.0E-04 CELZAC 859 328838 6372799 17 0.000559 5.6E-04 CELZAC 931 330934 6374475 41 0.000519 5.2E-04 CELZAC 939 343583 6370652 40 0.000222 2.2E-04 CELZAC 955 342750 6369700 33 0.000375 3.8E-04 CELZAC 1009 339151 6371901 27 0.000377 3.8E-04 CORFO 1092 336114 6381912 140 0.000079 7.9E-05 CELZAC 972 343275 6367710 50 0.000508 5.1E-04 CORFO 1097 338645 6385700 32 0.000443 4.4E-04 CORFO 1171 336780 6376020 99 0.001025 1.0E-03 CORFO 1172 337000 6375300 90 0.000296 3.0E-04 CORFO 1197 338117 6374806 50 0.000550 5.5E-04 CORFO 1284 332150 6376000 90 0.000310 3.1E-04 CELZAC 1505 337210 6376301 60 0.000467 4.7E-04 ND-0502-3502 352910 6373170 20 0.000325 3.3E-04 ND-0503-242 343419 6372675 49 0.000242 2.4E-04 ND-0503-906 347000 6376000 47 0.000270 2.7E-04 ND-0503-3992 335427 6378450 55 0.000641 6.4E-04 ND-0503-3443 331173 6374130 46 0.001371 1.4E-03 ND-0503-2892 340776 6376087 39 0.000039 3.9E-05 ND-0503-4273 329329 6370023 53 0.000074 7.4E-05

inf final_analisis acn_gcf-dga sit 125_mar2007

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