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Universidad de Costa Rica

Facultad de Ingeniería

Escuela de Ingeniería Civil

Identificación de las obras de protección contra la socavación del puente

sobre el río Toro Amarillo en la Ruta No. 32.

Trabajo de Graduación

Que para obtener el grado de Licenciatura en Ingeniería Civil

Presenta:

Pablo Daniel Mora Marín

Director de Proyecto de Graduación:

Ing. Rafael Oreamuno Vega

Ciudad Universitaria Rodrigo Facio

Costa Rica Mayo, 2012

Hoja de Aprobación

Tribunal De Graduación:

Director del comité: Ing. Rafael Oreamuno Vega

Asesor: Ing. Antonio Sánchez Fernández

Asesor: Ing. Alberto Serrano Pacheco

II

Derechos de Autor

Fecha: 2012, Mayo 14

El suscrito, Pablo Daniel Mora Marín, cédula 1-1264-0932, estudiante de la carrera de

Licenciatura en Ingeniería Civil de la Universidad de Costa Rica, con número de carné

A43545, manifiesta que es autor del Proyecto Final de Graduación “Identificación de las obras

de protección contra la socavación del puente sobre el río Toro Amarillo en la Ruta No. 32 ”,

bajo la dirección del Ingeniero Rafael Oreamuno Vega, quien en consecuencia tiene derechos

compartidos sobre los resultados de esta investigación.

Asímismo, hago traspaso de los derechos de utilización del presente trabajo a la Universidad

de Costa Rica, para fines académicos: docencia, acción social y divulgación.

Pablo Daniel Mora Marín

Nota: de acuerdo con la ley de derechos de Autor y Derechos conexos Nº 6683, Artículo 7

(versión actualizada el 02 de julio de 2001); “no podrá suprimirse el nombre del autor en las

publicaciones o reproducciones, ni hacer en ellas interpolaciones, sin una conveniente

distinción entre el texto original y las modificaciones o ediciones editoriales”. Además el autor

conserva el derecho moral sobre la obra, artículo 13 de esta Ley, por lo que es obligatorio

citar la fuente de origen cuando se utilice información contenida en esta obra.

III

Dedico este trabajo a Vilma E. Marín Quesada y Enrique E. Mora Barrantes. Mejores padres

no podría haber tenido.

IV

AGRADECIMIENTOS

Este trabajo no podría haberse llevado a cabo sin el apoyo de una numerosa cantidad de

personas. A todos ellos me encantaría agradecerles su colaboración.

Entre ellos tenemos (sin ningún orden de importancia) a: Ing. Rafael Oreamuno Vega, Ing.

Antonio Sánchez Fernández, Ing. Alberto Serrano Pacheco, Geól. William Brenes Jiménez, Sr.

Juan Carlos Fallas Sojo y demás personeros del Instituto Meteorológico Nacional (IMN), a los

personeros del Instituto Costarricense de Electricidad (ICE) que me brindaron la ayuda

necesaria, a los personeros del a Secretaría de la Escuela de Ingeniería Civil de la Universidad

de Costa Rica por su constante ayuda, a los personeros del Programa de Investigación en

desarrollo Urbano Sostenible (ProDUS), Ing, Rodolfo Navas Alvarado, a mis hermanos y

hermanas, sobrinos y sobrinas, al Ing. Saúl Ramírez Oviedo y al Ing. Gustavo Calderón

Vargas (mis socios), a mis amigos de carrera, Robbie, Esteban, Luigi, Pinky, Jessica, Mau,

Sebas y a todos mis compañeros de la carrera y en general a todos aquellos que

contribuyeron en esta grandiosa experiencia.

¡Gracias!

V

ÍNDICE

CAPÍTULO 1 ................................................................................................ 1

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

1.1 Problema Específico ................................................................................. 1

1.2 Importancia ............................................................................................. 1

1.3 Antecedentes ........................................................................................... 2

1.4 Objetivos ................................................................................................. 5

1.4.1 Objetivo General ......................................................................................... 5

1.4.2 Objetivos Específicos ................................................................................... 5

1.5 Delimitación del problema ......................................................................... 6

1.5.1 Alcance ....................................................................................................... 6

1.5.2 Limitaciones ................................................................................................ 7

CAPÍTULO 2 ................................................................................................ 9

MARCO TEÓRICO ....................................................................................... 9

2.1 Generalidades .......................................................................................... 9

2.2 Morfología Fluvial ..................................................................................... 9

2.2.1 Generalidades ............................................................................................. 9

2.2.2 Clasificación básica de los ríos .................................................................... 10

2.2.3 Formas en planta ...................................................................................... 11

2.2.4 Caudal Dominante ..................................................................................... 12

2.3 Hidráulica Fluvial ..................................................................................... 13

2.3.1 Generalidades ........................................................................................... 13

2.3.2 Granulometría ........................................................................................... 13

2.3.3 Equilibrio o estabilidad de fondo del cauce ................................................... 15

2.3.4 Formas de fondo ....................................................................................... 16

VI

2.4 Modelos Hidrológicos ............................................................................... 17

2.4.1 Generalidades ........................................................................................... 17

2.4.2 Análisis Estadístico de Frecuencia ................................................................ 17

2.4.3 Análisis de Precipitación-Escorrentía ............................................................ 20

2.5 Modelados Hidráulicos ............................................................................. 27

2.5.1 Introducción ............................................................................................. 27

2.5.2 Análisis hidráulico de puentes utilizando el HEC- RAS .................................... 27

2.6 Socavación ............................................................................................. 30

2.6.1 Introducción .................................................................................................. 30

2.6.2 La socavación y sus procesos .......................................................................... 31

2.7 Estimación de la socavación ......................................................................... 34

2.7.1 Socavación general o por contracción .............................................................. 34

2.7.2 Socavación local debida a pilas y bastiones....................................................... 41

2.7.5 Medidas de protección contra la socavación y control de estabilidad del cauce .... 50

CAPÍTULO 3 .............................................................................................. 52

DESCRIPCIÓN DEL ÁREA DE ESTUDIO .................................................... 52

3.1 Generalidades ......................................................................................... 52

3.2 Ubicación, delimitación y descripción de la cuenca ..................................... 52

3.3 Caracterización morfológica de la cuenca .................................................. 54

3.3.1 Parámetros de Forma ................................................................................ 54

3.3.2 Parámetros de Relieve ............................................................................... 55

3.3.3 Parámetros de la red de drenaje ................................................................. 59

3.4 Caracterización climática de la cuenca ...................................................... 60

3.4.1 Clasificación de zonas de vida de Holdridge ................................................. 60

3.4.2 Precipitación máxima diaria ........................................................................ 63

3.5 Caracterización geotécnica de la cuenca .................................................... 64

3.6 Uso del suelo dentro de la cuenca ............................................................ 66

VII

CAPÍTULO 4 .............................................................................................. 68

ESTABILIDAD DEL CAUCE DEL RÍO TORO AMARILLO ............................. 68

4.1 Generalidades ......................................................................................... 68

4.2 Factores geomorfológicos ........................................................................ 69

4.2.1 Tamaño del cauce ..................................................................................... 69

4.2.2 Régimen hidrológico .................................................................................. 69

4.2.3 Material del lecho ...................................................................................... 69

4.2.4 Relieve ..................................................................................................... 72

4.2.5 Incisión aparente ....................................................................................... 72

4.2.6 Márgenes y su vegetación .......................................................................... 72

4.2.7 Forma en planta y alineamiento del cauce ........................................................ 72

4.3 Principios de equilibrio ............................................................................. 77

4.4 Estabilidad lateral del cauce ..................................................................... 78

CAPÍTULO 5 MODELADO HIDROLÓGICO ................................................. 80

5.1 Generalidades ............................................................................................. 80

5.2 Análisis de eventos extremos ....................................................................... 81

5.3 Distribución temporal de la precipitación ....................................................... 90

5.4 Hidrogramas de crecientes ........................................................................... 92

CAPÍTULO 6 MODELADO HIDRÁULICO .................................................100

6.1 Generalidades ........................................................................................... 100

6.2 Análisis hidráulico utilizando el HEC-RAS ..................................................... 100

6.2.1 Periodo de retorno de 25 años ...................................................................... 104

6.2.2 Periodo de retorno de 50 años ...................................................................... 105

6.2.3 Periodo de retorno de 100 años ..................................................................... 107

6.2.4 Caudal dominante: Periodo de retorno de 1.5 años ......................................... 108

VIII

CAPÍTULO 7 ESTIMACIÓN DE LA SOCAVACIÓN ....................................110

7.1 Generalidades ........................................................................................... 110

7.2 Socavación general o por contracción ......................................................... 110

7.2.1 Método 1: Caudal-intensidad ......................................................................... 110

7.2.2 Método 2: Velocidad media ........................................................................... 113

7.2.3 Método 3: Velocidad competente ................................................................... 114

7.2.4 Método 4: Ecuaciones del U.S. Federal Highway Administration (FHWA) ........... 115

7.3 Socavación local en pilas y bastiones .......................................................... 117

7.3.1 Método de Melville (1997) ............................................................................. 117

7.3.2 Procedimiento del FHWA (1995) .................................................................... 120

7.4 Socavación Total ....................................................................................... 122

CAPÍTULO 8 ANÁLISIS DE RESULTADOS ...............................................125

8.1 Generalidades ........................................................................................... 125

8.2 Área de estudio ......................................................................................... 125

8.3 Estabilidad lateral del cauce ....................................................................... 126

8.4 Modelado hidrológico ................................................................................. 127

8.5 Modelado hidráulico................................................................................... 128

8.6 Estimación de profundidades de socavación ................................................ 131

CAPÍTULO 9 CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES ...........................135

9.1 Conclusiones ............................................................................................. 135

9.1.1 Área de estudio ...................................................................................... 135

9.1.2 Estabilidad lateral del cauce .................................................................... 135

9.1.3 Modelado hidrológico .............................................................................. 136

9.1.4 Modelado hidráulico ........................................................................... 136

9.1.5 Estimación de la socavación .................................................................... 137

9.2 Recomendaciones ..................................................................................... 138

9.2.1 Área de estudio ...................................................................................... 138

9.2.2 Estabilidad lateral del cauce .................................................................... 138

9.2.3 Modelado hidrológico .............................................................................. 139

9.2.4 Modelado hidráulico ................................................................................ 139

9.2.5 Estimación de la socavación .................................................................... 139

9.2.6 Obras de protección y recomendaciones generales .................................... 140

IX

FUENTES DE INFORMACIÓN ..................................................................145

ANEXOS ..................................................................................................147

A-1. Distribuciones de probabilidad utilizadas en hidrología ................................ 147

A-2. Curvas granulométricas generadas a partir del muestreo superficial del cauce del río Toro Amarillo. ................................................................................................. 148

A-2.1 Margen izquierda ......................................................................................... 148

A-2.2 Canal principal ............................................................................................. 149

A-2.3 Margen derecha ........................................................................................... 150

A-3. Plano del puente sobre el río Toro Amarillo proporcionado por la Sección de Puentes del MOPT. ...................................................................................................... 151

A-4. Cuadros resumen de estimaciones para distintas distribuciones probabilísticas y cálculo del error cuadrático mínimo. ............................................................................ 152

A-4.1 Estación 69638 Chindama ............................................................................. 152

A-4.2 Estación 69636 Gavilanes ............................................................................. 153

A-4.3 Estación 73111 Hacienda Victoria .................................................................. 154

A-4.4 Estación 69634 La Picada de Turrialba ........................................................... 155

A-4.4 Estación 73013 Los Diamantes ...................................................................... 156

A-5. Hidrogramas de creciente para distintas distribuciones temporales de precipitación de distintas estaciones y para periodos de retorno de 25, 50 y 100 años. ................. 157

A-5.1 Estación El Humo ......................................................................................... 157

A-5.2 Estación El Llano .......................................................................................... 158

A-5.3 Estación Oriente .......................................................................................... 160

A-6. Resultados del modelado hidráulico para periodos de retorno de 25, 50, 100 y 1.5 años de periodo de retorno. ............................................................................. 162

A-6.1 Periodo de retorno de 25 años ...................................................................... 162

A-6.2 Periodo de retorno de 50 años ...................................................................... 175

A-6.3 Periodo de retorno de 100 años .................................................................... 188

A-6.4 Periodo de retorno de 1.5 años ..................................................................... 201

X

ÍNDICE DE FIGURAS

Figura 1. Planta y sección transversal de un cauce trenzado. Fuente: Martín (1997). ........................ 12

Figura 2. Planta y secciones transversales (vistas en el sentido del flujo) de un cauce meandriforme.

Fuente: Martín (1997). .................................................................................................................. 12

Figura 3. A la izquierda, el concepto de caudal dominante. A la derecha, variación de la tensión

tangencial en función del caudal circulante. Fuente: Martín (1997). ................................................. 13

Figura 4. Analogía de la balanza de Lane. Fuente: Martín (1997). .................................................... 15

Figura 5. Formas de fondo: (a) arrugas, (b) dunas, (c) antidunas, (d) rápidos y pozos. Fuente: Martín

(1997). ........................................................................................................................................ 16

Figura 6. A la izquierda, el hidrograma unitario estándar (tp= 5.5tr). A la derecha, el hidrograma

unitario requerido (tp≠ 5.5tr). Fuente: Chow (1994). ...................................................................... 24

Figura 7. Ubicación de secciones transversales en un puente. Fuente: Brunner (2008). .................... 28

Figura 8. Ubicación de secciones transversales en un puente. Fuente: Brunner (2008). .................... 29

Figura 9. Sección transversal de un puente ilustrando la terminología de socavación. Fuente: TAC

(2004). ........................................................................................................................................ 31

Figura 10. Parámetros necesarios para el Método de Caudal-Intensidad, (a) en el canal de

aproximación al puente y (b) en la abertura del puente. Fuente: TAC (2004). .................................. 35

Figura 11. Velocidades medias competentes para movimientos del lecho con materiales granulares, en

términos del tamaño de partícula y de la profundidad del flujo. Fuente: TAC (2004). ........................ 38

Figura 12. Forma usual del hoyo de socavación local en pilas. Fuente: TAC (2004) ........................... 42

Figura 13. Tipos de bastiones y su longitud proyectada. Fuente: TAC (2004) ................................... 43

Figura 14. Factor de tamaño Kd del método de Melville. Fuente: TAC (2004). ................................... 45

Figura 15. Cuenca del río Toro Amarillo hasta el sitio del puente y ubicación de estaciones

meteorológicas aledañas. Coordenadas de la cuadrícula en Lambert Costa Rica Norte. ..................... 53

Figura 16. Curva hipsométrica de la cuenca del río Toro Amarillo delimitada hasta los 300 m.s.n.m. .. 56

Figura 17. Modelo de elevación digital de la cuenca del río Toro Amarillo hasta el sitio del puente vista

desde el Noroeste. ........................................................................................................................ 57

Figura 18. Modelo de elevación digital de la cuenca del río Toro Amarillo hasta el sitio del puente.

Coordenadas de la cuadrícula en Lambert Costa Rica Norte. ............................................................ 58

Figura 19. Zonas de vida presentes en la cuenca del río Toro Amarillo hasta el sitio del puente.


Figura 20. Tipos de suelos presentes en la cuenca del río Toro Amarillo hasta el sitio del puente.


Figura 21. Cobertura y uso del suelo presente en la cuenca del río Toro Amarillo hasta el sitio del

puente. Coordenadas de la cuadrícula en Lambert Costa Rica Norte. ............................................... 67

XI

Figura 22. Curvas de frecuencia acumulada del muestreo superficial del material del cauce del río Toro

Amarillo. ...................................................................................................................................... 70

Figura 23. Fotografía del cauce del río Toro Amarillo tomada en Mayo de 2011 desde la margen

derecha hacia aguas abajo. ........................................................................................................... 71

Figura 24. Variación temporal de la forma en planta del cauce del río Toro Amarillo en las proximidades

del puente. ................................................................................................................................... 74

Figura 25. (Arriba) Fotografía tomada en Setiembre del 2009 desde la margen izquierda del río.

(Abajo) Fotografía tomada en febrero de 2010 desde la margen izquierda del río hacia aguas abajo. Se

evidencia que el flujo impacta directamente el bastión de la margen izquierda. ................................ 75

Figura 26. (Arriba) Fotografía tomada en Mayo del 2011 desde la margen derecha del río hacia aguas

abajo. (Abajo) Fotografía tomada en Mayo del 2011 desde la margen izquierda del río hacia aguas

abajo. Se evidencia que el flujo atraviesa la abertura del puente entre las pilas 2 y 3 y ya no impacta

contra el bastión de la margen izquierda. ....................................................................................... 76

Figura 27. Clasificación de cauces y estabilidad relativa conforme la variación de distintos factores

hidráulicos. Fuente: Chang, Johnson, Lagasse, Richardson & Schall (1995). ..................................... 79

Figura 28. Representación gráfica del registro de datos de precipitación para la estación 73081 Volcán

Irazú. ........................................................................................................................................... 82

Figura 29. Precipitación máxima estimada y límites de confianza para estación 73081 Volcán Irazú. . 85

Figura 30. Mapa de precipitación para un periodo de retorno de 25 años. ........................................ 87

Figura 31. Mapa de precipitación para un periodo de retorno de 50 años. ........................................ 88

Figura 32. Mapa de precipitación para un periodo de retorno de 100 años. ...................................... 89

Figura 33. Histograma característico para precipitación de larga duración en la estación 73028 El

Humo. ......................................................................................................................................... 90

Figura 34. Histograma característico para precipitación de larga duración en la estación 73029 El Llano.

................................................................................................................................................... 91

Figura 35. Histograma característico para precipitación de larga duración en la estación 73079 Oriente.

................................................................................................................................................... 91

Figura 36. Histograma característico para precipitación de larga duración en la estación 73027 Cañón.

................................................................................................................................................... 92

Figura 38 . Superposición de hidrogramas de creciente para T=25 años. ......................................... 95

Figura 39. Superposición de hidrogramas de creciente para T=50 años. .......................................... 96

Figura 40. Superposición de hidrogramas de creciente para T=100 años.......................................... 96

Figura 41. Hidrograma de creciente para T=25 años utilizando la distribución de la precipitación de la

estación Cañón. ............................................................................................................................ 98


estación Cañón. ............................................................................................................................ 98

XII


estación Cañón. ............................................................................................................................ 99

Figura 44. Levantamientos de secciones transversales del tramo del cauce sobre el río Toro Amarillo.

................................................................................................................................................. 102

Figura 45. Secciones de aguas arriba y aguas abajo del puente utilizadas en el modelo hidráulico. .. 103

Figura 46. Resultados para un periodo de retorno de 25 años en la sección del puente (aguas arriba).

................................................................................................................................................. 104


................................................................................................................................................. 106


................................................................................................................................................. 107

Figura 49. Resultados para un periodo de retorno de 1.5 años en la sección del puente (aguas arriba).

................................................................................................................................................. 109

Figura 50. Gráfico mostrando las profundidades de la socavación total. ......................................... 124

Figura 51. Fotografías del bastión de la margen izquierda del puente evidenciando los niveles de agua

alcanzados en tormentas extremas. ............................................................................................. 133

Figura 52. Solución 1, esquema descriptivo de obras de protección propuestas. ............................. 140

Figura 53. Solución 2, esquema descriptivo de obras de protección propuestas. ............................. 142

Figura 54. Detalle de formas de distintos espigones ...................................................................... 143

Figura 55. Detalle típico de cortina de enrocado para proteger las pilas del puente. ........................ 143

Figura 56. Curva granulométrica del material muestreado 50 m aguas arriba del sitio del puente en la

margen izquierda. ....................................................................................................................... 148

Figura 57. Curva granulométrica del material muestreado 50 m aguas abajo del sitio del puente en la

margen izquierda. ....................................................................................................................... 148

Figura 58. Curva granulométrica del material muestreado 50 m aguas arriba del sitio del puente en el

canal principal. ........................................................................................................................... 149

Figura 60. Curva granulométrica del material muestreado 50 m aguas arriba del sitio del puente en la

margen derecha. ........................................................................................................................ 150

Figura 61. Curva granulométrica del material muestreado 50 m aguas abajo del sitio del puente en la

margen derecha. ........................................................................................................................ 150

Figura 62. Plano del puente sobre el río Toro Amarillo. ................................................................. 151


estación El Humo. ....................................................................................................................... 157


estación El Humo. ....................................................................................................................... 157

XIII


estación El Humo. ....................................................................................................................... 158


estación El Llano......................................................................................................................... 158






estación Oriente. ........................................................................................................................ 160


estación Oriente. ........................................................................................................................ 161

Figura 72. Resultados del modelado hidráulico para la Sección 1 con T=25 años. ........................... 162







Figura 81. Resultados del modelado hidráulico para la Sección 10 con T=25 años. ......................... 166

















XIV

Figura 107. Resultados del modelado hidráulico para la Sección 10 con T=50 años. ....................... 179








Figura 115. Resultados del modelado hidráulico para la Sección 17.5-1 (aguas arriba del puente) con

T=50 años. ................................................................................................................................ 183

Figura 116. Resultados del modelado hidráulico para la Sección 17.5-2 (aguas abajo del puente) con

T=50 años. ................................................................................................................................ 184

















Figura 133. Resultados del modelado hidráulico para la Sección 10 con T=100 años. ..................... 192








XV


T=100 años. .............................................................................................................................. 196


T=100 años. .............................................................................................................................. 197








Figura 150. Resultados del modelado hidráulico para la Sección 1 con T=1.5 años. ........................ 201









Figura 159. Resultados del modelado hidráulico para la Sección 10 con T=1.5 años. ...................... 205









T=1.5 años. ............................................................................................................................... 209


T=1.5 años. ............................................................................................................................... 210





XVI




ÍNDICE DE CUADROS

Cuadro 1. Tipos de suelo definidos por el SCS para la estimación del CN. ......................................... 22

Cuadro 2. Números de curva para distintas condiciones del uso del suelo. ....................................... 22

Cuadro 3. Condiciones de humedad antecedente. ........................................................................... 23

Cuadro 4. Fórmulas para pilas y bastiones según Melville. ............................................................... 44

Cuadro 5. Factores de forma Ks para pilas y bastiones, según Melville. ............................................. 45

Cuadro 6. Factores de alineamiento Kθ según Melville. .................................................................... 45

Cuadro 7. Factor de corrección por forma de punta, K1. .................................................................. 47

Cuadro 8. Factor de corrección debido a la configuración o condición del lecho del cauce, K3. ........... 47

Cuadro 9. Coeficiente de forma de bastión, K1. ............................................................................... 49

Cuadro 10. Parámetros morfológicos de la cuenca del río Toro Amarillo. .......................................... 60

Cuadro 11. Volúmenes de precipitación máxima diaria (mm) estimados para diferentes periodos de

retorno. ....................................................................................................................................... 63

Cuadro 12. Distribución del uso del suelo en la cuenca del río Toro Amarillo..................................... 66

Cuadro 13. Estaciones de precipitación del IMN. ............................................................................. 80

Cuadro 14. Estaciones de precipitación del ICE. .............................................................................. 80

Cuadro 15. Registro de precipitación para la estación 73081 Volcán Irazú. ....................................... 82

Cuadro 16. Parámetros estadísticos para la estación 73081 Volcán Irazú. ......................................... 83

Cuadro 17. Cuadro resumen de estimaciones para distintas distribuciones y cálculo del error cuadrático

mínimo. ....................................................................................................................................... 84

Cuadro 18. Precipitación máxima diaria estimada para la estación 73081 Volcán Irazú. ..................... 85

Cuadro 19. Precipitaciones máximas diarias de las estaciones meteorológicas para los periodos de

retorno de diseño. ........................................................................................................................ 86

Cuadro 20. Promedios estimados de precipitación máxima diaria sobre la cuenca. ............................ 86

Cuadro 21. Parámetros morfológicos para algunas cuencas de la vertiente Atlántica de Costa Rica .... 93

Cuadro 22. Valores de Ct y Cp aproximados para la cuenca del río Toro Amarillo. ............................. 93

Cuadro 23. Número de curva ponderado. ....................................................................................... 94

Cuadro 24. Cuadro resumen caudales pico utilizando distintas distribuciones de precipitación. .......... 95

Cuadro 25. Volúmenes transportados para distintos periodos de retorno, según los hidrogramas dados

por las estaciones Cañón y Oriente. ............................................................................................... 97

XVII

Cuadro 26. Cuadro resumen caudales pico para distintos periodos de retorno. ................................. 99

Cuadro 27. Resultados del modelo hidráulico para un periodo de retorno de 25 años...................... 104

Cuadro 28. Resultados del modelo hidráulico en la sección del puente (aguas arriba) para un periodo

de retorno de 25 años. ............................................................................................................... 105

Cuadro 29. Resultados del modelo hidráulico para un periodo de retorno de 50 años...................... 105


de retorno de 50 años. ............................................................................................................... 106

Cuadro 31. Resultados del modelo hidráulico para un periodo de retorno de 100 años. ................... 107


de retorno de 100 años. .............................................................................................................. 108

Cuadro 33. Resultados del modelo hidráulico para un periodo de retorno de 1.5 años..................... 108


de retorno de 1.5 años. .............................................................................................................. 109

Cuadro 35. Calculo de intensidad de caudal qf en la abertura del puente. ...................................... 112

Cuadro 36. Calculo de profundidad socavada promedio y profundidad promedio de socavación. ...... 112

Cuadro 37. Velocidades medias en canal de aproximación al puente. ............................................. 113

Cuadro 38. Velocidades medias y profundidades de flujo en la abertura del puente. ....................... 114

Cuadro 39. Velocidades competentes para distintos periodos de retorno. ....................................... 114

Cuadro 40. Profundidades de socavación según el método de la velocidad competente. ................. 115

Cuadro 41. Valores de constante k según el modo de transporte de sedimentos. ............................ 116

Cuadro 42. Cálculo de profundidad de socavación de lecho-vivo. ................................................... 116

Cuadro 43. Cálculo de profundidad de socavación de agua-clara. .................................................. 116

Cuadro 44. Cálculo de profundidad máxima de socavación bajo el nivel fijo para las pilas del puente

sobre el río Toro Amarillo. ........................................................................................................... 117

Cuadro 45. Cálculo de profundidad máxima de socavación bajo el nivel fijo para el bastión de la

margen izquierda del puente sobre el río Toro Amarillo. ................................................................ 117

Cuadro 46. Valores de kd para las pilas y el bastión de la margen izquierda del puente sobre el río Toro

Amarillo. .................................................................................................................................... 118

Cuadro 47. Valores de ks para las pilas y el bastión de la margen izquierda del puente sobre el río Toro

Amarillo. .................................................................................................................................... 118

Cuadro 48. Valores de kθ para las pilas y el bastión de la margen izquierda del puente sobre el río Toro

Amarillo. .................................................................................................................................... 119

Cuadro 49. Valores de dse para las pilas y el bastión de la margen izquierda del puente sobre el río

Toro Amarillo. ............................................................................................................................ 119

Cuadro 50. Valores de k4 para las pilas del puente sobre el río Toro Amarillo. ................................. 120

Cuadro 51. Valores de ds para las pilas del puente sobre el río Toro Amarillo. ................................. 121

XVIII

Cuadro 52. Valores de ds en el bastión de la margen izquierda del puente sobre el río Toro Amarillo.

................................................................................................................................................. 121

Cuadro 53. Resultados de profundidad de socavación por contracción según los métodos 1 y 2. ..... 122

Cuadro 54. Resultados de profundidad de socavación local según los métodos de Melville y de la

FHWA. ....................................................................................................................................... 122

Cuadro 55. Profundidades de diseño para la socavación por contracción. ....................................... 123

Cuadro 56. Profundidades de diseño para la socavación local en pilas y en el bastión de la margen

izquierda. ................................................................................................................................... 123

Cuadro 57. Distribuciones de probabilidad comúnmente utilizadas en hidrología. Fuente: Chow (1994).

................................................................................................................................................. 147


mínimo Est. 69638 Chindama. ..................................................................................................... 152


mínimo Est. 69636 Gavilanes. ...................................................................................................... 153


mínimo Est. 73111 Hacienda Victoria. .......................................................................................... 154


mínimo Est. 69634 La Picada de Turrialba. ................................................................................... 155


mínimo Est. 73013 Los Diamantes. .............................................................................................. 156

XIX

Mora Marín, Pablo Daniel Identificación de las obras de protección contra la socavación del puente sobre el río Toro Amarillo en la Ruta No. 32 Proyecto Final de Graduación – Ingeniería Civil – San José, Costa Rica P. Mora M., 2012 xvii, 146, [77]h; ils. col – 21 refs.

RESUMEN

Se muestran indicios de problemas de socavación y de inestabilidad en el cauce del río Toro Amarillo, en el sitio del puente. Dicho puente se encuentra ubicado en la principal ruta que conecta a las ciudades de San José y Limón, dotándole una gran importancia a la estructura. El objetivo del presente trabajo, trata con la identificación de las obras de protección contra la socavación que pudiera llegar a requerir dicha estructura. Se realizó un análisis cualitativo de la estabilidad lateral y, utilizando fotografías aéreas de distintos años se determinó un cambio en el alineamiento a lo largo de los años, ocasionando que el flujo impacte directamente en el talud de la margen izquierda del cauce, en el sitio del puente comprometiendo así la subestructura del puente (principalmente al bastión de dicha margen). Además se procedió a realizar un modelado hidrológico mediante el cual se obtuvieron caudales de diseño para 25, 50 y 100 años de periodo de retorno. Con estos caudales se consiguió generar un modelado hidráulico, el cual nos otorgó distintos parámetros hidráulicos como las velocidades y profundidades que se presentan en el tramo analizado del cauce. Mediante estos parámetros, y utilizando distintas metodologías, se estimaron las profundidades que se pueden presentar en la sección del cauce en el sitio del puente debidas a la socavación por contracción y a la local en pilas y bastiones. Los resultados obtenidos muestran que la socavación por contracción no afecta al lecho del cauce, principalmente debido al blindaje que otorga el material del lecho (de gran diámetro) pero la socavación local si puede llegar a generar graves consecuencias en la subestructura principalmente en el bastión de la margen izquierda. Se proponen distintas soluciones de manera descriptiva que tendrán como objetivo canalizar el flujo del río entre las pilas centrales del puente y proteger mediante revestimientos flexibles la margen izquierda del cauce en las proximidades al puente. SOCAVACIÓN; PUENTE SOBRE EL RÍO TORO AMARILLO; OBRAS DE PROTECCIÓN;

ESTABILIDAD LATERAL; MODELADO HIDROLÓGICO; MODELADO HIDRÁULICO; SOCAVACIÓN POR CONTRACCIÓN; SOCAVACIÓN LOCAL; BASTIÓN MARGEN IZQUIERDA;

CANALIZACIONES; REVESTIMIENTOS FLEXIBLES

Ing. Rafael Oreamuno Vega Escuela de Ingeniería Civil

CAPÍTULO 1

INTRODUCCIÓN

1.1 Problema Específico

El puente sobre el río Toro Amarillo en la Ruta No. 32, muestra indicios de vulnerabilidad a

la socavación, sobre todo debido al alineamiento del cauce y a las fuerzas de arrastre del

flujo que puede llegar a impactar directamente en el talud de la margen izquierda,

comprometiendo el bastión y la estructura como tal.

Por acumulaciones considerables de sedimentos en el canal principal y en la margen

derecha, aguas arriba de la estructura, se llegan a generar alineamientos del flujo que

impactan directamente con el talud de la margen izquierda en la abertura del puente.

En el presente proyecto se pretende analizar la estabilidad del cauce en cuestión y evaluar

la vulnerabilidad de la subestructura del puente a la socavación; esto con el fin de

determinar si se tiene la necesidad de realizar obras de corrección y mitigación para la

estabilización del cauce, así como también, la protección de la estructura contra la

socavación.

De ser necesarias, se identificarán dichas obras de protección, con el fin de que las

recomendaciones sean acogidas y evaluadas por el Departamento de Puentes del

Ministerio de Obras Públicas y Transportes (MOPT) para su posible implementación.

1.2 Importancia

La Ruta No. 32 resulta fundamental para el ámbito social y económico de Costa Rica

debido a la conexión que la misma brinda entre la provincia de Limón con el resto del

territorio nacional, así como también, con demás países centroamericanos; y dado que

una gran parte del comercio internacional del país se registra en la aduana respectiva de

las terminales portuarias Limón-Moín.

2

El cierre (aunque fuese temporal) de esta vía con el propósito de reparar alguna falla que

pudiese presentarse en alguna estructura tipo puente, específicamente en el puente sobre

el río Toro Amarillo, generaría graves atrasos en la entrega de mercaderías y productos.

Probablemente se requeriría una fuerte inversión monetaria para permitir la rehabilitación

pertinente, resultando así en pérdidas millonarias para el Estado Costarricense. La falta de

redundancia de conexiones viales hace que el país no pueda permitir que esto suceda.

Ante esta problemática, la solución más viable al problema resulta entonces, en otorgarle

mantenimiento y cuidados respectivos a la estructura como tal, y en el caso particular, a la

subestructura.

Puesto que el puente en consideración presenta problemas de socavación debido a los

flujos arrastrados por el río, resulta necesaria una evaluación desde el punto de vista

hidráulico, con el fin de analizar los caudales de agua y de sedimentos que atraviesan el

mismo, y las características geomorfológicas del cauce y del área de estudio, esto para

poder encontrar parámetros hidráulicos de diseño, y así proponer una o varias soluciones

que ayuden a estabilizar el cauce y proteger la estructura.

En cualquier estructura que se ubique en una zona de influencia del flujo de un río,

deberán tomarse en cuenta para su diseño, las características hidráulicas de la avenida o

crecida de diseño para el periodo de retorno seleccionado.

1.3 Antecedentes

Históricamente, según la Asociación de Transportes de Canada (Transportation Association

of Canada, TAC), una causa común de falla de puentes a nivel mundial, ha sido la

socavación de sus pilares debido a la erosionabilidad del material soportante por causa de

los volúmenes de sedimentos arrastrados por la corriente del río.

Particularmente, el río Toro Amarillo se encuentra en la vertiente Atlántica y se caracteriza

por tener una forma en planta típica de un canal con un cauce único en la zona inferior del

área de drenaje considerada hasta el puente. Algunos ríos cercanos (Reventazón, Sucio,

Chirripó) se caracterizan por conducir grandes volúmenes de sedimentos (roca, suelo,

vegetación, etc.) por lo que el río Toro Amarillo podría presentar la misma característica.

3

Según Grant et al. (2004) los problemas más comunes relacionados con este tipo de ríos

son: (a) desbordamientos o inundaciones, (b) erosionabilidad de las márgenes, (c)

deposición o almacenamiento de sedimentos y (d) obstrucción o restricción del cauce.

Además, dichos autores explican que estos problemas se deben tanto a la inestabilidad de

los cauces como a la ausencia de adecuados estudios y diseños hidráulicos para las obras

de infraestructura que se verán influenciadas por la dinámica del río, y que incidirán en su

comportamiento.

Ejemplos similares al problema de socavación e inestabilidad del cauce en consideración

son comunes en las proximidades al área de estudio; entre estos se puede citar al puente

sobre el río Chirripó Norte en la Ruta No. 4, el puente sobre el río Chirripó Atlántico en la

Ruta No. 32, puente sobre el río Barbilla en la antigua radial entre la Ruta No. 32 y Batán

y el puente de acceso a Siquirres sobre el río Siquirres.

El informe de trabajo de graduación para obtener el grado de licenciado en Ingeniería Civil

en la Universidad de Costa Rica (UCR), realizado por Liu (2004) del puente sobre el río

Chirripó Norte en la Ruta No. 4 contempla el análisis de la inestabilidad del cauce, y diseño

de las medidas mitigadoras de la misma, y el análisis de la socavación y diseño de

medidas correctivas para las pilas y placas de fundación de la subestructura.

Trabajos similares han sido realizados por distintos autores en los cuales se han

determinado parámetros hidráulicos de diseño para el río Barbilla por Alvarado (2004), el

diseño de obras de estabilización del cauce del río Reventazón en Cocal (Siquirres) por

Quesada (2001) o bien el Informe de la Comisión sobre la Problemática de Inundaciones

en la Vertiente Atlántica realizado por Grant et al. (2004) para el Colegio Federado de

Ingenieros y Arquitectos (CFIA) de Costa Rica.

Una característica importante que está presente en la mayoría de los ríos de la vertiente

Atlántica es la existencia de concesiones para explotación de material en el cauce del río,

factor que incide de manera drástica en las condiciones de flujo y de estabilidad de un

cauce.

4

En el caso del río Toro Amarillo, la Dirección de Geología y Minas del Ministerio del

Ambiente y Energía (MINAE) otorga el permiso a la Constructora Santa Fe Ltda.

(Expediente # 194-92), para la extracción del material de la margen izquierda del cauce

aguas arriba del puente, en el año 1992 y mediante una serie de peticiones se ha ido

prorrogando dicha concesión hasta el año 2011 teniendo la concesionaria toda la intención

de continuar con dicha extracción de material.

La última prórroga otorgada en el año 2006 por un periodo de cinco años se da con la

condición de que la concesionaria acatara y cumpliera las conclusiones realizadas por la

Dirección de Geología y Minas mediante la revisión de los aspectos técnicos de la

justificación de la solicitud de prórroga de la concesión.

Entre las condiciones a cumplir se tenía que, la Empresa se debía comprometer a las

labores de recuperación del puente sobre el Río Toro Amarillo en coordinación con la

Dirección de Diseños de Puentes del MOPT con el fin de “determinar la línea base de

extracción y las obras de mantenimiento a realizar para garantizar una sección hidráulica

trapezoidal” [sic].

En el 2007 la constructora empieza entonces con las tareas de limpieza del cauce y

protección del puente. Ésta propone a la Dirección de Diseños de Puentes del MOPT una

serie de obras de protección del puente y estabilización del cauce las cuales son

aprobadas; se tenía la restricción que no se permitía extraer material de la zona de

protección delimitada (dentro de esta zona se forma el islote) que es de 260 m. aguas

arriba y aguas abajo de la línea centro del puente. Se logra centralizar el cauce del río al

atravesar el puente; sin embargo, distintas avenidas reorientan el flujo a la margen

izquierda, impactando nuevamente con el bastión de esta margen.

En la actualidad, la concesionaria continua sumida en las labores de limpieza del cauce y

protección del puente, sin embargo, los problemas de socavación debidos a la dirección

del flujo y características del arrastre de sedimentos siguen presentes poniendo en riesgo

la estructura.

5

1.4 Objetivos

1.4.1 Objetivo General

Identificar las obras de protección contra socavación necesarias en el puente sobre el río

Toro Amarillo en la Ruta No. 32.

1.4.2 Objetivos Específicos

Determinar los parámetros geomorfológicos del área de estudio y del cauce de interés.

Analizar la estabilidad del cauce principal en el tramo del puente utilizando

metodologías propuestas en los manuales de diseño del HEC1 y del TAC2.

Realizar un estudio hidrológico con el fin de encontrar los parámetros hidráulicos de

diseño, hasta el punto de interés, para periodos de retorno de 25, 50 y 100 años.

Determinar las velocidades y profundidades del flujo para distintos caudales mediante

el modelado del flujo en el software HEC-RAS3.

Evaluar la vulnerabilidad del puente a los problemas de socavación.

Determinar la profundidad máxima de socavación en el puente mediante distintos

métodos expuestos en los manuales de diseño hidráulico de puentes.

Recomendar medidas de protección, para contrarrestar los posibles efectos erosivos

debidos a la inestabilidad del cauce y al arrastre de sedimentos del río.

1 Hydrologic Engineering Center (HEC). 2 Transportation Association of Canada (TAC). 3 River Analysis System (RAS).

6

1.5 Delimitación del problema

1.5.1 Alcance

La caracterización física y morfológica del área de drenaje hasta el sitio del puente se

realizará con base en la información de las hojas cartográficas Guápiles, Carrillo, Istarú, y

Bonilla escala 1:50 000 obtenidas del Instituto Geográfico Nacional (IGN).

El uso del suelo del área de estudio se realizará con base en fotografía satelital (Google

Earth) y fotografía aérea (IGN y Proyecto CARTA 2003 y 2005).

La climatología se basará en las propiedades de las zonas de vida del área de drenaje

según la clasificación de Holdridge y en el análisis de eventos extremos realizado para

determinar los promedios de precipitación sobre la cuenca.

Para el análisis de eventos extremos se utilizarán seis estaciones medidoras de

precipitación. Del Instituto Meteorológico Nacional (IMN), se utilizarán las estaciones:

73013 Los Diamantes de Guápiles, 73081 Volcán Irazú y la 73111 Hacienda Victoria. Del

Instituto Costarricense de Electricidad (ICE) se utilizarán las estaciones: 69634 La Picada

de Turrialba, 69636 Finca Gavilanes y la 69638 Chindama.

Una vez realizado esto, se procederá a utilizar el software gratuito HEC-HMS4 para realizar

el modelado del proceso hidrológico de precipitación-escorrentía en la cuenca en estudio

con el fin de obtener los caudales de diseño para distintos periodos de retorno.

La topografía de las secciones transversales del cauce que se utilicen para el modelado en

el HEC-RAS, se obtendrá de un levantamiento efectuado en setiembre del 2010 por la

Constructora Santa Fe Ltda. y otro contratado por el autor en Julio de 2011.

Una vez se tengan los caudales estimados y las secciones transversales del cauce, se

podrá iniciar el modelado hidráulico mediante el HEC-RAS con el fin de conocer,

primordialmente, las velocidades y profundidades del flujo en las secciones transversales

del puente.

4 Hydrologic Modelling System.

7

Tanto la evaluación de la estabilidad del cauce y la socavación en el tramo del puente, se

realizarán siguiendo los lineamientos expuestos en los manuales:

HEC 18. Evaluating Scour at Bridges.

HEC 20. Stream Stability at Highway Structures.

HEC 23. Bridge Scour and Stream Instability Countermeasures.

TAC 2004. Guide to Bridge Hydraulics.

Las recomendaciones de las medidas de protección, mitigación y corrección que se

realicen, serán preliminares y funcionarán como una propuesta para su diseño. Además, el

cálculo del presupuesto y los métodos constructivos a emplear quedarán a criterio de la

empresa contratada para la ejecución de la obra.

Cabe destacar que las recomendaciones de obras de protección se harán desde el punto

de vista hidráulico no contemplando así posibles problemas estructurales o geotécnicos.

Además, las obras de protección recomendadas deberán ser dimensionadas

posteriormente, cuando se deseen llevar a la práctica.

1.5.2 Limitaciones

La cuenca del río Toro Amarillo no se encuentra debidamente instrumentada para

conocer distintos parámetros necesarios para realizar un modelado hidrológico que se

acerque con una mayor precisión a la realidad.

La granulometría del material del lecho y de las márgenes del cauce se estimara

mediante un muestreo del material superficial que pudiera variar dependiendo de la

época del año, de los niveles de flujo y en general, de las condiciones del cauce.

Es importante recalcar que en este estudio no se evaluará detalladamente el proceso

de extracción de material que se presenta en las proximidades del puente ni los

efectos reales que el mismo está ejerciendo a la dinámica del río. Solamente se

mencionarán distintas acciones que podrían acontecer debidas a una extracción de

materiales en el cauce de un río.

Se tendrá que trabajar con dos levantamientos topográficos realizados por

profesionales distintos, en épocas distintas y con condiciones del cauce del río

distintas.

8

El análisis hidráulico que se realice se hará partiendo de que se tiene un estado de

flujo permanente.

Las guías de diseño hidráulico de puentes que se utilizan son norteamericanas

(Estados Unidos y Canadá) por lo que los métodos empíricos que se emplean podrían

no ser representativos del medio local.

Las estimaciones de profundidades de socavación se realizan conforme a métodos

basados en experiencias de otros países, y no han sido calibrados en Costa Rica.

9

CAPÍTULO 2

MARCO TEÓRICO

2.1 Generalidades

Para realizar el presente proyecto se deben tener en cuenta, ciertos conocimientos

relacionados con la morfología fluvial, la hidrología, la hidráulica, la hidráulica fluvial y las

causas y efectos debidos a la socavación.

Lo anterior con el fin de que los resultados que se propongan, tomen en cuenta todos las

acciones que afectan el sistema del fondo del cauce, márgenes, planicies aluviales, y el

puente como tal.

2.2 Morfología Fluvial

2.2.1 Generalidades

La morfología fluvial involucra la estructura y la forma de los ríos; es decir su

configuración en planta, su geometría hidráulica, la forma del lecho y los perfiles

longitudinales característicos.

La morfología de un canal o cauce se encuentra en constante modificación a lo largo del

tiempo, afectada principalmente por: el caudal líquido (el cual depende principalmente de

las velocidades del flujo), el caudal sólido o descarga de sedimentos (el cual depende de

las velocidades del flujo, de la cantidad de sedimentos y su granulometría y

características) y de los materiales constituyentes del lecho y márgenes del cauce.

10

2.2.2 Clasificación básica de los ríos

Los ríos poseen un régimen hidrológico que depende de las características de la cuenca y

de las precipitaciones. En grandes ríos de climas tropicales, este régimen hidrológico suele

tener una estacionalidad bien definida; con lo cual se podría esperar un largo periodo de

aguas profundas a lo largo del año. Durante los periodos secos, son las aguas

subterráneas las que proporcionan un caudal base para el río y si el cauce es de

materiales permeables entonces es la infiltración la que causa que el mismo se seque.

Según lo anterior se pueden distinguir tres tipos de ríos:

Ríos efímeros, son aquellos que sólo llevan agua bajo episodios de fuertes

precipitaciones, manteniéndose secos el resto del tiempo. Éstos son típicos de climas

áridos o semiáridos.

Ríos perennes, son aquellos que llevan agua la mayor parte del tiempo o bien siempre,

y se consideran estables o inestables dependiendo del material del fondo y de las

márgenes.

Ríos perennes-intermitentes, son aquellos que responden a la precipitación con

cambios rápidos de estado y de descarga.

En términos de régimen hidráulico, es la pendiente del río la que establece las diferencias.

Así, Martín (1997) establece que, se tienen ríos torrenciales cuando la pendiente es mayor

que el 1.5% y torrentes aquellos cursos de agua con pendientes mayores que el 6%.

Dependiendo del tipo de material que forma el cauce del río, se tienen ríos aluviales o ríos

de lecho rocoso. Según Martín (1997) los ríos aluviales son aquellos que discurren por

materiales sedimentarios modernos, generalmente aportados por el mismo río. El lecho del

río suele tener un espesor de material granular suelto. En estos tipos de ríos, las

márgenes suelen ser erosionables, los sedimentos se suelen depositar, y se suelen formar

llanuras de inundación, islas y cauces laterales que modifican la estabilidad del río a través

del tiempo. Es en este tipo de ríos y en sus llanuras de inundación donde se ubican la

mayor cantidad de asentamientos humanos, y por tanto la mayor parte de los problemas

referentes a la ingeniería fluvial. En cambio, los ríos de lecho rocoso o cohesivo suelen

estar encajados o incisos en los valles, y con menos interacción con las actividades del

hombre. Se dice que estos ríos tienen cauces con una deficiencia de sedimentos, dado que

11

la capacidad de transporte es mucho mayor al material del lecho disponible para

transportar.

En términos geológicos, Petersen (1986), los ríos se pueden clasificar en: jóvenes,

maduros y viejos. Aquellos que se encuentran es su juventud son ríos de montaña con

pendientes altas encajados o incisos en valles angostos (parte alta de la cuenca); se

caracterizan por sus diámetros de partículas grandes, cauces angostos, caudales pequeños

y velocidades altas, por lo que se tiene una mayor erosión y sus cauces suelen ser

irregulares. Los que se encuentran en su madurez o transición ocurren en valles más

anchos hacia la parte media de la cuenca y tienen pendientes relativamente bajas; suelen

tener cauces estables y secciones hidráulicas capaces de transportar el sedimento que

ingresa. En estos cauces se suele encontrar un equilibrio dinámico, el cual indica que se

deposita tanto material como el que se erosiona. Mientras que, los ríos que se encuentran

en su vejez son generalmente ríos de planicie con pendientes muy bajas (parte baja de la

cuenca); usualmente se forman diques naturales en sus márgenes y dado que forman

grandes llanuras de inundación suelen generarse pantanos.

2.2.3 Formas en planta

Se tienen varias configuraciones en planta para un cauce; sin embargo, dado que resulta

muy difícil encontrar cauces rectos, los cuales suelen ser transitorios y cortos, se

distinguen dos morfologías fluviales típicas: los cauces trenzados y los meandriforme.

El trenzado es un cauce muy ancho compuesto por una gran cantidad de cauces menores

entrelazados y formando islas sumergibles entre sí al unirse y separarse (ver Figura 1).

Suelen ser inestables dado que una crecida puede cambiarlos sustancialmente. De aquí

que se les conozca también como cauces divagantes dado que el cauce principal puede

encontrarse súbitamente en otro lugar debido a una crecida. Dado que se asocian con una

gran capacidad de transporte de sedimentos, una corriente muy cargada de sedimentos

suele formar cauces trenzados; según Martín (1997) estos son comunes en cauces de

montaña con pendientes altas y sedimento grueso.

12

Figura 1. Planta y sección transversal de un cauce trenzado. Fuente: Martín (1997).

Por otra parte, los meandros o cauces sinuosos presentan un único cauce el cual está

compuesto por curvas (ver Figura 2). La ondulación en planta se combina con secciones

transversales asimétricas dado que la profundidad es mayor en las márgenes exteriores de

las curvas. La evolución de los meandros depende de la resistencia de las márgenes a la

erosión; así, los ríos que escurren por llanuras aluviales suelen presentar estas

características.

Figura 2. Planta y secciones transversales (vistas en el sentido del flujo) de un cauce meandriforme. Fuente: Martín (1997).

2.2.4 Caudal Dominante

Los ríos tienen, usualmente, un cauce bien definido, con márgenes que lo separan de las

planicies de inundación. Este cauce se ve desbordado únicamente en ocasiones

extraordinarias de avenidas que exceden su capacidad.

13

El caudal dominante, es aquel en el cual el cauce principal está lleno y el flujo no se

rebalsa por las márgenes, puesto que es el que tiene la mayor acción modeladora sobre

el mismo. Cuando se presentan avenidas, las planicies se inundan y se depositan

sedimentos en ellas, sin embargo, no se presenta un cambio sustancial de la forma del

cauce. Según Martín (1997), para algunos autores este caudal se alcanza un promedio de

dos veces al año o bien con un periodo de retorno de 1.4 años.

Figura 3. A la izquierda, el concepto de caudal dominante. A la derecha, variación de la

tensión tangencial en función del caudal circulante. Fuente: Martín (1997).

2.3 Hidráulica Fluvial

2.3.1 Generalidades

La hidráulica fluvial trata principalmente la mecánica detrás del transporte de sedimentos

de los ríos. Esto pues, el movimiento del agua en sí, se supone conocido a través de la

hidráulica.

Así la hidráulica fluvial trata temas relacionados con la granulometría de los materiales que

constituyen el cauce del río, los principios del movimiento de estas partículas, el

consecuente transporte de sedimentos y el equilibrio y formas del fondo o lecho.

2.3.2 Granulometría

El lecho de un río puede ser de material granular o cohesivo. Dado que la hidráulica fluvial

de lechos cohesivos se encuentra en sus inicios, se tratarán primordialmente los conceptos

relacionados con lechos granulares.

14

Los ríos con lechos granulares están constituidos por partículas de distintos tamaños. En

ellos, la propiedad individual de las partículas que más importancia supone en primera

instancia es el peso. Sin embargo, dado que la mayoría de cauces se componen de

partículas de roca y mineral con poca variación de peso, se tiene un valor de peso

específico relativo (γs/γ) de 2.65 según Martín (1997). Así pues, el tamaño pasa a ser la

propiedad de mayor trascendencia, como representación del volumen de una partícula.

El método más común para analizar la granulometría de un lecho es realizando un

tamizado de una muestra del material, registrando en ella los pesos de las fracciones que

pasa a través de un tamiz y es retenido en el siguiente.

Al sumar los pesos obtenidos en el análisis, se obtiene la gráfica acumulada conocida

como curva granulométrica la cual representa la fracción o tanto por ciento, en peso

menor que un tamaño determinado.

La nomenclatura empleada en las curvas granulométricas para designar un determinado

tamaño de partícula es de la forma “Dn” el cual representa el tamaño tal que el n% del

peso del material es menor que él. Así, se suele emplear mucho el tamaño D50 el cual

corresponde a la mediana de la distribución, aunque en ocasiones se suele tomar como el

diámetro medio.

Normalmente, se considera que partículas menores a los 0.002 mm son arcillas; entre

0.002 mm y 0.074 mm son limos; entre 0.074 mm y 4.76 mm son arenas; y entre 4.76

mm y 3 m se tienen gravas. Materiales con tamaños mayores pueden ser llamados cantos

o rocas. Estos límites no se encuentran completamente uniformados a nivel mundial y sólo

representan una referencia.

15

2.3.3 Equilibrio o estabilidad de fondo del cauce

Se dice que un cauce está en equilibrio o es estable cuando en presencia de transporte de

sedimentos (en suspensión y por el fondo), no sufre ninguna modificación en su ancho,

tirante, pendiente, granulometría o forma en planta.

Cualitativamente, según Martín (1997), mediante los estudios efectuados por Lane (1955)

se concluye que este equilibrio depende de cuatro variables: el caudal líquido (q caudal

unitario), la pendiente del canal (So), el caudal sólido (qs caudal sólido unitario) y el

diámetro representativo del sedimento (D) conformando así la analogía de la balanza (ver

Figura 4). Así:

Ec. 2-1

Según se tenga un exceso de peso (caudales) o un exceso de brazo (pendiente o

diámetro), se dará paso a acciones erosivas o de sedimentación.

La Ec. 2-1 y la analogía de la balanza resultan útiles para predecir, cualitativamente, la

respuesta que tendrá el río a determinado cambio en el régimen climatológico, una

modificación del cauce, o una combinación de ambos. Aunque esta relación es una

predicción inicial en el análisis a largo plazo de la respuesta del río a determinados

cambios, resulta útil para conocer los posibles problemas de estabilidad que tendrá el

cauce ante distintas modificaciones.

Figura 4. Analogía de la balanza de Lane. Fuente: Martín (1997).

16

2.3.4 Formas de fondo

Una vez superado el umbral del movimiento (condición crítica con la cual se inicia el

desplazamiento de partículas granulares debido a la fuerza de arrastre del agua), el lecho

de un río podría presentar una configuración no plana sino más bien ondulada. Las formas

de fondo entonces intervienen decisivamente en la resistencia del flujo aportando la

rugosidad del fondo. Las formas de fondo suelen presentarse más comúnmente en lechos

de arena y no tanto en lechos de grava o de materiales gruesos.

En un lecho de arena, al comenzar el movimiento e ir aumentando la velocidad la

evolución de la forma del fondo sigue el siguiente orden: arrugas, dunas, lecho plano o de

transición, antidunas y en ocasiones rápidos y pozos los cuales se presentan en ríos de

gran pendiente (ver Figura 5). En ríos con granulometría gruesa y extendida se presentan

formas de fondo de mayor escala y desarrollo longitudinal, llamadas barras.

Figura 5. Formas de fondo: (a) arrugas, (b) dunas, (c) antidunas, (d) rápidos y pozos. Fuente: Martín (1997).

17

2.4 Modelos Hidrológicos

2.4.1 Generalidades

El modelado hidrológico resulta necesario para el diseño hidráulico, dado que de éste se

desprenden los parámetros de diseño.

Éstos, deben ser estimados con base en datos de registros de precipitación, caudales,

temperatura, etc. y el análisis de los mismos debe realizarse con ayuda de la probabilidad

y estadística.

2.4.2 Análisis Estadístico de Frecuencia

En el caso del diseño de puentes, según el TAC (2004), los análisis estadísticos de

frecuencia se realizan con datos o series anuales de máximas precipitaciones o máximos

caudales (de contar con los datos) en 24 horas.

2.4.2.1 Cálculo del periodo de retorno

Para estimar la avenida de diseño, se debe seleccionar primero la cantidad de años a los

que se proyectarán, mediante distribuciones probabilísticas, los datos del registro. Esta

cantidad de años se determina mediante el período de retorno el cual a su vez, depende

del riesgo que conlleve la estructura a diseñar. El periodo de retorno se puede definir

como el periodo de tiempo al cual es probable que suceda el evento.

Así, si se excediera la magnitud de la avenida estimada para el diseño de una presa por

ejemplo, correspondiente al periodo de retorno T, ésta podría fallar.

Se define al riesgo como:

Ec. 2-2

18

Donde n representa la vida útil de la estructura en consideración. En el fondo, R

representa la probabilidad de falla.

De esa manera se puede estimar el periodo de retorno para el cálculo de la tormenta de

diseño.

Además, se tiene que:

Ec. 2-3

Donde P es la probabilidad de excedencia.

2.4.2.2 Distribuciones de probabilidad para las variables hidrológicas

Lo que se busca al decidir cual distribución probabilística utilizar es, encontrar una curva

de frecuencia que mejor se aproxime o mejor estime, para el periodo de retorno en

cuestión, los datos del registro bajo análisis.

Así pues existen diferentes distribuciones entre las cuales, las más utilizadas en la

hidrología son:

Normal

Log-Normal

Gumbel (Distribución Extrema Tipo I)

Pearson III (Distribución Extrema Tipo III)

Log-Pearson

Se procede a detallar un tanto más la Distribución Extrema Tipo I o Gumbel. En el Anexo

A-1 se muestran distintas distribuciones probabilísticas incluidas las mencionadas

anteriormente, así como también los parámetros estadísticos necesarios para su uso.

19

Distribución Gumbel

Esta distribución de valor extremo tiene la forma de:

Ec. 2-4

Y su función de densidad de probabilidad es entonces:

Ec. 2-5

Donde los parámetros α y β se calculan como:

Ec. 2-6

Ec. 2-7

Con S y como la desviación estándar y el promedio de la muestra, respectivamente.

Ahora bien, la estimación del evento extremo se realiza mediante la ecuación:

Ec. 2-8

Luego utilizando factores de frecuencia, se tiene:

Ec. 2-9

Ec. 2-10

Teniéndose así las bandas de confianza que se calculan como:

Ec. 2-11

Ec. 2-12

Siendo α en este caso, el nivel de significancia correspondiente al nivel de confianza β.

20

2.4.2.3 Selección de la función de probabilidad

Se tiene varios métodos o pruebas para conocer cuál de las distribuciones de probabilidad

es la que mejor se ajusta a la serie de datos de registro.

Entre estos métodos se encuentran:

Análisis gráfico

Método del error cuadrático mínimo

Pruebas de bondad de ajuste (se tienen la Prueba χ2 y la Prueba Kolmogorov-Smirnov)

En el presente estudio, se utiliza el método del error cuadrático mínimo dada su sencillez.

El método consiste en calcular para cada distribución de probabilidad, el error cuadrático

dado por:

Ec. 2-13

Donde xei es el i-ésimo dato estimado y xoi es el i-ésimo dato calculado con la función de

distribución bajo análisis.

2.4.3 Análisis de Precipitación-Escorrentía

Una vez realizado el análisis estadístico de frecuencia y estimada la precipitación promedio

para la cuenca en estudio y para los periodos de retorno en consideración, se procede a

predecir la escorrentía que se va a presentar en la cuenca, y en el cauce en particular,

mediante la determinación de hidrogramas de crecientes.

Para ello, se empleará el software HEC-HMS Para generar los hidrogramas, se tienen

varias metodologías; de las cuales se utilizarán las siguientes.

21

2.4.3.1 Método del Soil Conservation Service (SCS) para abstracciones

Se refiere a abstracciones, a la diferencia que existe entre la precipitación total y la

precipitación efectiva. Esta diferencia se debe principalmente a los fenómenos de

infiltración, almacenamiento en depresiones y a la intercepción del agua de lluvia; estos, a

su vez, dependen de la naturaleza de la vegetación y de la superficie del terreno. Cabe

mencionar que, en tormentas grandes, las abstracciones se podrían despreciar.

Según el SCS, se tiene que:

Ec. 2-14

Donde Fa representa la profundidad adicional de agua retenida o tasa de abstracción real,

S es la retención potencial máxima, Pe es la precipitación de exceso o bien la escorrentía

directa, P es profundidad de precipitación total e Ia se toma como la abstracción inicial

antes del encharcamiento.

Del principio de continuidad se tiene:

Ec. 2-15

Mediante las ecuaciones Ec. 2-14 y Ec. 2-15 y resolviendo para Pe se tiene:

Ec. 2-16

Ahora bien, para el cálculo de S, el SCS desarrolló un parámetro conocido como número

de curva o bien, CN. El CN depende del tipo de suelo, el uso del mismo y de la humedad

antecedente (humedad existente antes de la tormenta).

Para determinar el CN, el SCS realiza una división de suelos hidrológicos según su

potencial al escurrimiento superficial. Así, se tienen los cuatro tipos de suelos que se

muestran en el Cuadro 1.

22

Cuadro 1. Tipos de suelo definidos por el SCS para la estimación del CN.

Fuente: Aparicio (1992).

Algunos valores representativos para el CN, dependiendo del tipo de cobertura existente

se muestran en el Cuadro 2.

Cuadro 2. Números de curva para distintas condiciones del uso del suelo.

Fuente: Chow (1994).

Tipo de suelo Textura del suelo

A

B

C

D

Arenas con poco limo y arcilla; suelos muy permeables

Arenas finas y limos

Arenas muy finas, limos, suelos con alto contenido de arcilla

Arcillas en grandes cantidades; suelos poco profundos con

subhorizontes de roca sana; suelos muy impermeables

Tipo de cubierta Estado hidrológico A B C D

Malo 68 79 86 89

Regular 49 69 79 84

Bueno 39 61 74 80

Malo 48 67 77 83

Regular 35 56 70 77

Bueno 30 48 65 73

Malo 57 73 82 86

Regular 43 65 76 82

Bueno 32 58 72 79

Malo 45 66 77 83

Regular 36 60 73 79

Bueno 30 55 70 77

59

DESCRIPCIÓN DE LA CUBIERTA Número de curva para grupos hidrológicos de suelo

Pastos, forraje para pastoreo

Pastos continuos, protegidos

de pastoreo, y generalmente

segado para heno

--- 30 58 71 78

Matorral, mezcla de matorral y

maleza siendo el matorral el

elemento prioritario

Mezcla de bosques y hierba

(huerto o árboles frutales)

Bosques

Granjas, construcciones,

caminos, carreteras y --- 74 82 86

23

Cabe destacar que estos valores de CN, se aplican para condiciones antecedentes de

humedad (AMC por sus siglas en inglés) normales (AMC II). Para condiciones secas (AMC

I) o condiciones húmedas (AMC III), los CN equivalentes se calculan mediante las

siguientes ecuaciones:

Ec. 2-17

Ec. 2-18

La escogencia de los distintos tipos de condiciones, se puede realizar mediante la

información presentada en el Cuadro 3.

Cuadro 3. Condiciones de humedad antecedente.

Fuente: Aparicio (1992).

Una vez definido el CN, se sabe que:

Ec. 2-19

Y, se puede suponer que:

Ec. 2-20

Con S e Ia en mm.

I P < 2.5 cm

II 2.5 cm < P < 5.0 cm

III P > 5.0 cm

Precipitación acumulada en los cinco días

previos al evento en consideraciónAMC

24

2.4.3.2 Hidrograma Unitario Sintético de Snyder

A partir de relaciones empíricas pueden calcularse cinco características propias de un

hidrograma unitario requerido para una duración de exceso de precipitación que se tenga.

Para ello, Snyder introduce los siguientes parámetros, que además, se muestran en la

Figura 6.

qp: caudal pico por unidad de área

.

tp: que es el tiempo de retardo de la cuenca ; a modo de simplificación se

toma como la diferencia temporal entre el hietograma de exceso de precipitación y el

pico del hidrograma unitario

tr: que es el tiempo de duración de la lluvia .

tb: tiempo base del hidrograma .

W50 y W75: tiempos del 50% y 75% del caudal pico .

Figura 6. A la izquierda, el hidrograma unitario estándar (tp= 5.5tr). A la derecha, el hidrograma unitario requerido (tp≠ 5.5tr). Fuente: Chow (1994).

25

De esta manera, Snyder propone las siguientes ecuaciones:

Ec. 2-21

Ec. 2-22

Ec. 2-23

Donde Lc representa la longitud al centroide de la cuenca, L es la longitud del cauce

principal, Ct es un coeficiente que representa las variaciones en las pendientes de la

cuenca y las características de almacenamiento de la misma y Cp es un coeficiente que

representa los efectos de retención y almacenamiento.

Ahora bien, si tp≠ 5.5tr entonces se utilizan las siguientes ecuaciones para el cálculo del

hidrograma unitario requerido:

Ec. 2-24

Ec. 2-25

Ec. 2-26

Ec. 2-27

Ec. 2-28

26

2.4.3.3 Tiempo de concentración

En ocasiones resulta difícil realizar el cálculo del tiempo de desfase propuesto por Snyder,

dado que la cuenca en cuestión no está debidamente instrumentada.

De aquí que se deba recurrir a aproximaciones para el cálculo del mismo. Éstas se basan

en el cálculo del tiempo de concentración de la cuenca.

El tiempo de concentración de una cuenca, representa el tiempo que una gota de lluvia

(caída en el punto hidráulicamente más alejado) tarda para salir por el punto de interés.

Existen varias metodologías para el cálculo del tiempo de concentración, de las cuales se

detallan las siguientes:

Kirpich

Ec. 2-29

Donde, L es la longitud del cauce en pies, S es la pendiente media del cauce y tc está

en minutos.

California Culverts

Ec. 2-30

Donde, H es la diferencia de elevaciones entre el punto más alto y el punto más bajo

en pies, L es la longitud del cauce en millas y tc está en minutos.

Giandotti

Ec. 2-31

Donde, A es el área de la cuenca en Km2, L es la longitud del cauce en Km, S es la

pendiente en % y tc es el tiempo de concentración en horas.

27

Misión de la Organización Meteorológica Mundial (1972)

Ec. 2-32

Donde, L es la longitud del cauce principal en Km, h es la diferencia de elevaciones

entre el punto más alto y el punto más bajo del cauce principal y tc es el tiempo de

concentración en horas.

2.5 Modelados Hidráulicos

2.5.1 Introducción

En el diseño de puentes de carreteras sobre ríos se debe tener especial cuidado al

momento de realizar los cálculos hidráulicos y las medidas constructivas relacionadas a

estos.

Así, se debe tomar especial consideración al sitio donde se ubicará el puente, la alineación

que se le pretende dar al mismo, el dimensionamiento de la altura libre y el ancho libre,

las obras de encauzamiento y diques guía y los posibles fenómenos de erosión causados

por la socavación de la sub-estructura del puente.

2.5.2 Análisis hidráulico de puentes utilizando el HEC- RAS

El software HEC- RAS, realiza cálculos unidimensionales de perfiles de flujo para

condiciones tanto permanentes como no permanentes de flujo gradualmente variado. Con

éste programa también se puede calcular perfiles de flujo para condiciones de flujo

subcrítico, supercrítico, o mixtas.

El programa calcula las pérdidas de energía ocasionadas por los puentes en tres partes:

1. Pérdidas que ocurren inmediatamente aguas abajo de la estructura.

2. Pérdidas en la estructura propiamente.

3. Pérdidas que ocurren inmediatamente aguas arriba de la estructura, donde el flujo se

ve contraído para poder atravesar la apertura del puente.

28

Se debe entonces, ubicar las secciones transversales de control, definir las áreas no

efectivas del flujo y evaluar las pérdidas por contracción y expansión en el puente.

Para que el programa efectúe los cálculos correctamente, el usuario debe identificar cuatro

secciones transversales distintas (ver Figura 7):

Sección 1: ubicada lo suficientemente aguas abajo de la estructura garantizando que

el flujo no se vea afectado por la misma. Esta distancia de expansión varía según sea

el grado y forma de la contracción, la magnitud del flujo y su velocidad.

Sección 2: ubicada a una distancia corta de la cara aguas abajo del puente y

representa a la sección transversal natural del cauce del río.

Sección 3: ubicada a una distancia corta de la cara aguas arriba del puente y

representa a la sección natural del cauce del río.

Sección 4: ubicada a una distancia en la cual las líneas de flujo sean aproximadamente

paralelas y la sección sea totalmente efectiva.

Figura 7. Ubicación de secciones transversales en un puente. Fuente: Brunner (2008).

29

La Figura 8 muestra las secciones transversales que se deben definir y además muestra el

área de flujo no efectiva que se genera entre las secciones 2 y 3.

Figura 8. Ubicación de secciones transversales en un puente. Fuente: Brunner (2008).

Para el cálculo de las pérdidas por contracción y expansión, el programa utiliza distintos

coeficientes dependiendo de si el flujo es subcrítico, supercrítico o se encuentra en un

estado transitorio.

30

2.6 Socavación

2.6.1 Introducción

La socavación es el término que comúnmente se asocia a estructuras hidráulicas y puentes

y que tiene que ver con los efectos erosivos del flujo del agua, la cual excava y arrastra el

material del lecho y de las márgenes del río a diferentes proporciones dependiendo de si

el material que compone los mismos es un suelo granular (rápida erosionabilidad) o un

suelo cohesivo y cementado (mayor resistencia a la erosión). En otras palabras, la

socavación se puede definir como la disminución del nivel del lecho del río por debajo de

su nivel natural.

Para la TAC (2004), en materia de hidráulica de puentes, esta erosión en el fondo del río

en el lugar en el que se sitúa un puente es la causa hidráulica más frecuente de fallo, al

afectar a las cimentaciones de la estructura.

De este modo, la estimación de las potenciales profundidades máximas de socavación

resulta un factor crítico para el ingeniero encargado del diseño de la estructura hidráulica.

Sin embargo, determinar estas magnitudes debidas a la socavación puede resultar una

labor un tanto incierta, debido a la complicada naturaleza cíclica del proceso de

socavación. Esto pues, la socavación puede ser máxima durante el pico de una crecida,

pero apenas visible al cese de esta y una vez que se depositen los sedimentos en el lecho

y márgenes socavados. Por otro lado, según la TAC (2004) a pesar de la incertidumbre de

estos análisis, las fallas de puentes debidas a la socavación se han incrementado debido

en mayor parte a la negligencia en el diseño o en el mantenimiento de la estructura y no

debido a las deficiencias de los métodos analíticos utilizados.

31

2.6.2 La socavación y sus procesos

Conceptos básicos

La profundidad del material removido del nivel natural del lecho (el nivel al cual tiende el

lecho bajo periodos de flujo bajo u ordinario) se define como la profundidad de

socavación. Por otro lado, se define la profundidad socavada como la profundidad que

existe entre la superficie del agua y el lecho socavado del río. La Figura 9 muestra entre

otras, las características definidas anteriormente.

Figura 9. Sección transversal de un puente ilustrando la terminología de socavación.

Fuente: TAC (2004).

Tipos de socavación en puentes

Según la TAC (2004) y Richardson & Davis (1995) se pueden identificar los siguientes

tipos de socavación:

Socavación general o por contracción, involucra la remoción del material del lecho y de

los bancos a lo largo del ancho del canal, y se presenta tanto en cruces de puentes

sobre el río como en cualquier otra sección del cauce natural. Puede producirse

debido a una contracción de la sección hidráulica del canal, a un aumento en el caudal

que atraviesa el puente, o bien una combinación de ambas. También puede resultar

de un cambio aguas abajo en el control del nivel de agua. La socavación se da como

resultado de las altas velocidades y de los esfuerzos cortantes en el lecho del río.

32

Este tipo de socavación puede ser de agua-clara o de lecho-vivo. Se presenta como

lecho-vivo cuando el cauce transporta material del lecho. Mientras que, la socavación

por contracción de agua-clara se presenta cuando no se acarrea ningún tipo de

material del lecho o bien este es tan fino que es lavado al pasar por la sección

contraída.

Socavación local, involucra la remoción de material de las pilas, bastiones, espigones,

muros de contención y obras de control del río. Es ocasionada debido a una

aceleración del flujo y a los vórtices inducidos por estas obstrucciones. También se

puede inducir una socavación local producto de una ubicación inapropiada de obras de

protección.

Socavación natural y migración lateral del cauce, ocurre en cualquier sección del río no

necesariamente en un cruce de puente y resulta de las variaciones temporales en el

flujo y en los procesos fluviales del canal, incluyendo el arrastre de sedimentos,

cambios en la forma del lecho y cambios en el alineamiento del cauce.

También se puede presentar la migración lateral del cauce, abarcando las llanuras de

inundación, y generando un incremento en la socavación de las pilas, erosión en los

bastiones y en los taludes de aproximación de la carretera, y hasta cambiar la

socavación total debido a un cambio en la dirección de impacto del flujo en los

cimientos de la estructura. Esta migración lateral se genera debida a procesos

geomorfológicos como las características del cauce en el cruce del puente,

características de las crecidas, y las propiedades y características de los materiales que

componen el lecho y las márgenes del río.

Socavación por acumulación y degradación, se refiere a la acumulación o deposición

de material erosionado proveniente del canal o de la cuenca, arrastrado desde aguas

arriba, o a la degradación debida a la socavación del fondo del cauce a causa de una

deficiencia de sedimentos provenientes de aguas arriba que rellenen el fondo.

Este tipo de socavación representa modificaciones a largo plazo en la elevación del

lecho del cauce debidos a cambios naturales o producidos por el hombre en secciones

aguas arriba del punto de interés. De aquí que se diferencie de los tres tipos

anteriores, dado que estos son cíclicos y tienden a aumentar y disminuir dependiendo

de las avenidas y las recesiones.

33

De este modo, la socavación total que se presenta en un puente en particular suele ser

una combinación de dos o más de los tipos de socavación antes mencionados.

Aspectos que afectan la socavación en puentes

La profundidad y el alcance de la socavación en determinado momento y sitio pueden

depender de los siguientes aspectos (no se toma en cuenta la degradación del perfil del

cauce):

Pendiente del cauce y alineamiento natural.

Cambios en la orientación del cauce.

Historia de eventos extremos pasados y recientes.

Acumulación de escombros, troncos y hielo.

Contracción, profundidad y alineamiento del flujo debido al puente y sus obras de

aproximación.

Arreglo y geometría de las obras de control del cauce.

Geometría y alineación de los bastiones y las pilas del puente.

Tipo de cimentaciones utilizadas.

Granulometría, características y estratificación de los materiales que conforman el

lecho del cauce.

Posicionamiento o pérdida de algún tipo de enrocado u otros materiales destinados a

la protección contra la erosión.

Cambios naturales o inducidos por las actividades del ser humano, a los patrones de

flujo y de transporte de sedimentos.

Proximidad a otras estructuras o instalaciones, o proximidad con la confluencia de un

río.

Colapso o falla de alguna estructura aguas arriba del puente o cercana a este (e.g. una

presa o dique).

Catástrofes y eventos naturales, como deslizamientos, erupciones volcánicas y

terremotos.

34

2.7 Estimación de la socavación

2.7.1 Socavación general o por contracción

Normalmente, en cruces de ríos, los puentes y sus obras de aproximación generan

contracciones y re-alineamientos del cauce del río. La abertura del puente se ve entonces

afectada por la socavación general o por contracción.

Esta contracción tiende a incrementar las velocidades y los esfuerzos cortantes,

aumentando con ello la capacidad de transportar sedimentos. Así, bajo un flujo alto y

constante, el fondo del cauce en la abertura del puente se socavará hasta una

profundidad que permita que se alcance el equilibrio dinámico (cuando el material del

lecho transportado afuera de la abertura del puente sea igual al que ingresa desde aguas

arriba).

Este tipo de socavación se puede estimar usando métodos analíticos simplificados o

ecuaciones semi-empíricas, de los cuales se presentan cuatro a continuación.

Método 1: Caudal-intensidad/régimen utilizando información de campo limitada

Según la TAC (2004), al manipular las ecuaciones de régimen formuladas por Lacey en

1930, se puede establecer que bajo descargas altas, las profundidades promedio para

diferentes secciones transversales con diferentes anchuras variarán como una potencia

fraccional de la intensidad promedio del caudal.

Paso 1. Utilizando varias secciones transversales en un tramo corto en las proximidades

del puente, se determina el caudal a cauce lleno o caudal sin rebose Qi, el perfil del nivel

del agua correspondiente, y la profundidad promedio yi en el tramo (ver Figura 10).

También se debe determinar el nivel del agua en el sitio del puente para la avenida

analizada. Es importante calibrar el modelo hasta donde se pueda contra niveles de agua

registrados o mediciones de velocidad.

35

Paso 2. Calcular la intensidad promedio del caudal qi en el tramo sin contracción aguas

arriba para condiciones de cauce lleno o máximo caudal sin que se presente el rebose,

mediante:

Ec. 2-33

Donde, Qi es el caudal o descarga total, Wi es el ancho promedio del cauce a la mitad de

la profundidad promedio yi/2 (ver Figura 10).

Figura 10. Parámetros necesarios para el Método de Caudal-Intensidad, (a) en el canal

de aproximación al puente y (b) en la abertura del puente. Fuente: TAC (2004).

Paso 3. Para la avenida de diseño, calcular la intensidad promedio del caudal qf en la

abertura del puente:

Ec. 2-34

36

Donde, Qf es el caudal de la avenida de diseño que pasa a través de la abertura del

puente y Wo es el ancho promedio neto de la abertura en dirección normal al flujo (restar

las pilas) determinado a la mitad de la profundidad promedio después del socavamiento

yf/2 (ver Figura 10). Entonces, yf deberá ser supuesta y corregida de ser necesario,

después del Paso 4.

Paso 4. Calcule la profundidad promedio socavada en la abertura del puente como:

Ec. 2-35

Donde el exponente m depende de alguna manera en la graduación del material del lecho

y con valores en el rango de 0.67 para arenas a 0.85 para gravas gruesas.

La profundidad socavada yf se puede decir que es la profundidad promedio en un tramo

corto y recto de un río con el mismo ancho que la abertura del puente. El correspondiente

valor del nivel promedio de la socavación general se obtiene al restar yf del nivel del agua

durante la tormenta de diseño (ver Paso 1).

Para considerar los resultados obtenidos como admisibles, es importante que el tramo

considerado del cauce no esté restringido por capas de material resistente y los materiales

del lecho del tramo deberán ser similares a los que existan en la abertura del puente.

Método 2: Velocidad-media utilizando información de campo limitada

Similar al método anterior aunque en este caso, el parámetro inicial es la velocidad media

en una sección transversal y no la intensidad del caudal o descarga.

Paso 1. Utilizando varias secciones transversales en un tramo corto en las proximidades

del puente, se determinan los perfiles de flujo y las velocidades medias en cada sección

transversal, para el cauce y márgenes sometidas a las condiciones de la tormenta de

diseño. Se determina entonces el promedio de las velocidades en el cauce para un rango

de flujos y se genera una curva de velocidad-descarga.

Paso 2. Calcular la velocidad media a través de la sección no-socavada del puente para las

condiciones de diseño. Si esta resulta significativamente mayor a la velocidad media del

tramo del cauce calculada anteriormente para las mismas condiciones, entonces se

37

determina el nivel promedio de la socavación general que sea necesaria para que la

sección en la abertura del puente aumente hasta reducir la velocidad media a través de

ella al mismo valor que la velocidad media en el tramo de aproximación.

En este caso, el exponente m (Método 1) es aproximadamente igual a 1.0. Esto indica que

los resultados de este método resultan un tanto más conservadores.

Método 3: Método de la velocidad-competente/aceptable

Este método se suele aplicar cuando la información hidráulica disponible en el cauce en

estudio, es inadecuada para utilizar los métodos 1 y 2. Sin embargo, puede ser utilizado

como método de verificación a los resultados obtenidos con otros métodos.

Se asume que la socavación general continuará hasta que la velocidad media a través de

la sección del puente se reduzca hasta un valor apenas necesario para erosionar el

material del lecho expuesto al nivel de socavación. Cuando el transporte de material de

lecho es significativo, esta suposición puede resultar bastante conservadora. Sin embargo,

cuando la entrada de material del lecho a la sección del puente se ve interrumpida por

alguna razón (e.g. extracción de material, bloqueos de escombros aguas arriba.) la

suposición se puede tomar como válida.

Paso 1. Calcular la velocidad media a través de la sección no-socavada del puente para las

condiciones de diseño. Determinar la profundidad aproximada del flujo y el diámetro

medio característico (D50) del material del lecho por medio de una curva granulométrica.

38

Paso 2. Para materiales granulares, se compara la velocidad media calculada con la

velocidad competente que se indica en la Figura 11 utilizando la profundidad y el D50

respectivos. Si la velocidad media calculada excede significativamente a la velocidad

competente, se da por un hecho entonces la socavación general.

Figura 11. Velocidades medias competentes para movimientos del lecho con materiales

granulares, en términos del tamaño de partícula y de la profundidad del flujo. Fuente: TAC (2004).

Paso 3. Suponiendo una sección trapezoidal, se debe determinar el nivel promedio de

socavación general que hará que la velocidad media ingresando a través de la abertura del

puente, sea igual a la velocidad media competente para el tamaño del material que se

encuentra a ese nivel, según la Figura 11. En la Figura 11 se debe usar la profundidad

promedio del flujo después de la socavación, por lo que esto involucra que se debe iterar.

Para materiales con una granulometría muy amplia, el diámetro utilizado puede ser mayor

que el D50 pero no se debe exceder el D80.

39

Resulta importante destacar que, en ríos aluviales con un transporte de material del lecho

considerable, cuando se obtiene de los Métodos 1 y 2 una velocidad media mayor en 1.5

veces la velocidad competente del Método 3, los cálculos y supuestos deberán ser

revisados. De no encontrarse ningún error en los cálculos, se recomienda obtener los

niveles de socavación basados en una velocidad intermedia. En casos críticos, mediante el

Método 3 se deberían obtener los resultados más conservadores.

Método 4: Ecuaciones para el socavamiento por contracción del U.S. Federal Highway

Administration (FHWA)5

Según el manual HEC-18 de Richardson & Davis (1995) se identifican cuatro casos de

socavamiento por contracción:

Caso 1. El flujo rebosado del cauce se ve forzado de nuevo al cauce natural por los

rellenos de aproximación del puente.

Caso 2. No existe el flujo en reboso, pero el puente contrae la sección del cauce o se

ubica en una sección contraída.

Caso 3. El puente se localiza por completo en la zona de rebose del cauce con poco o

nada de transporte de material del lecho.

Caso 4. El puente cubre una luz sobre un cauce o canal secundario en una zona de rebose

(similar al Caso 1).

Para analizar cada uno de estos casos se debe distinguir entre dos condiciones:

socavación de lecho-vivo y socavación de agua-clara. El Caso 3 se considera como

socavamiento de agua-clara; el resto de lecho-vivo.

Socavamiento de lecho-vivo en una abertura contraída de un puente se calcula mediante

la siguiente ecuación:

Ec. 2-36

5 U.S. Federal Highway Administration (Departamento de Transportes – Administración Federal de

Carreteras de los Estados Unidos de Norte América).

40

Donde y2 e y1 son las profundidades promedio en la abertura socavada del puente y en el

tramo de aproximación respectivamente; Q2 y Q1 son los caudales de las avenidas o

tormentas de diseño que pasan a través de la abertura del puente y en el tramo de

aproximación respectivamente; W2 y W1 son los anchos netos de la abertura del puente

(perpendicular al flujo y restando las pilas) y del tramo de aproximación respectivamente,

y el parámetro k se describe a continuación.

Es importante tener en cuenta que:

- El exponente k varía entre 0.59 y 0.69 dependiendo si el transporte del material de

fondo se da primordialmente como carga de fondo (extremo inicial del rango) o

carga suspendida (extremo final del rango).

- Q1 no incluye el flujo en rebose. Q2 por otro lado, es el flujo total a través de la

abertura del puente, a menos que los bastiones se sitúen sobre las márgenes, en

cuyo caso se considera el flujo que pasa por la abertura entre márgenes.

- W1 y W2 son anchuras de fondo, aunque otro tipo de anchuras (e.g. profundidades

medias o en la superficie) se permiten ser utilizadas en casos que resulte

complicado definir el ancho de fondo.

Por otro lado, el socavamiento de agua-clara se calcula mediante la siguiente ecuación:

Ec. 2-37

Donde y2 es la profundidad socavada en la abertura del puente; Q2 es el caudal que

atraviesa la abertura del puente; Dm es 1.25 veces el tamaño medio (D50) del material

expuesto al nivel de socavamiento; y W2 es el ancho neto del fondo en la abertura del

puente.

En lechos estratificados, la Ec. 2-37 se debe aplicar secuencialmente a las capas sucesivas.

En lechos arenosos, esta ecuación suele propiciar profundidades mayores a las calculadas

mediante el Método 3. Para el socavamiento de lecho-vivo en lechos con sedimentos

gruesos se recomienda calcular ambas ecuaciones Ec. 2-36 y Ec. 2-37 y utilizar el menor

de los resultados.

41

Circunstancias especiales que afectan la socavación general

Algunas situaciones que pueden ocasionar que las profundidades de socavación general

sean mayores a las calculadas pueden ser:

Disminución temporal en la curva elevación-caudal.

Cuando se presentan fondos de ríos con materiales limosos u orgánicos, los cuales

pueden estar en suspensión muy fácilmente.

Obstrucciones parciales de la abertura causadas por escombros flotantes, hielo,

amontonamientos de enrocados u otros materiales.

Interrupción del transporte natural de material del lecho debida a una obstrucción

aguas arriba.

Flujo a presión cuando los niveles de la avenida alcanzan el borde libre de la

estructura.

2.7.2 Socavación local debida a pilas y bastiones

La socavación local es ocasionada por las pilas y bastiones que se encuentran a lo largo de

la abertura del puente, y se debe a los sistemas de vórtices generados cuando el flujo con

una gradiente de velocidad vertical golpea con un obstáculo y se ve obligada a girar o

separarse en el plano horizontal (ver Figura 12). Las profundidades de socavación local se

toman respecto a un nivel fijo del lecho del cauce, el cual puede ser natural o debido a la

socavación por contracción.

En general, la profundidad de la socavación local depende de: la geometría de la

estructura; de factores hidráulicos; y de factores extraordinarios como acumulaciones de

hielo, escombros o sedimentos.

42

Figura 12. Forma usual del hoyo de socavación local en pilas. Fuente: TAC (2004)

Método de Melville (1997)

Este método contempla tanto las pilas como los bastiones, y debe tenerse en cuenta que

al emplear las curvas y datos obtenidos mediante modelos a escala reducida se sobre-

estimarán las profundidades de socavación local. Por tanto, se puede decir que el método

resulta conservador, especialmente cuando las avenidas son de corta duración.

Relaciones iniciales para pilas

El ancho o el diámetro de la pila suele ser el parámetro primordial en afectar la

profundidad de socavación. Por ello resulta útil expresar la razón entre la profundidad de

socavación y el ancho de la pila como una función de otras variables. Melville grafica ds/b

contra y/b para pilas alineadas o circulares (ver Cuadro 4), donde ds es la profundidad

máxima de socavación bajo el nivel fijo, b es el ancho o diámetro de la pila, e y es la

profundidad del flujo en el tramo de aproximación.

43

Relaciones iniciales para bastiones

Para bastiones, el ancho o diámetro b de las pilas es reemplazado por L definida como la

longitud proyectada del bastión incluyendo la aproximación del puente. La Figura 13

muestra de manera más específica como se debe medir el parámetro L en tres tipos

distintos de bastiones.

Figura 13. Tipos de bastiones y su longitud proyectada. Fuente: TAC (2004)

Procedimiento de cálculo

Paso 1. Se determina el ancho o diámetro efectivo b, para pilas, o la longitud

proyectada L, para los bastiones.

Paso 2. Se determina la profundidad del flujo de aproximación para la condición de

diseño, tomando en cuenta la posibilidad de socavación por contracción.

Paso 3. Mediante el Cuadro 4 se calcula ds.

44

Cuadro 4. Fórmulas para pilas y bastiones según Melville.

Fuente: TAC (2004)

Paso 4. Se multiplica la profundidad máxima de socavación ds por una serie de

factores K para obtener la profundidad de diseño para socavación local dse.

Ec. 2-38

Donde se recomienda usar valores de 1.0 para KI (factor de intensidad del flujo) y para

KG (factor de geometría del canal), teniéndose entonces:

Ec. 2-39

En este caso, Kd (factor de tamaño del sedimento) se obtiene de la Figura 14 y varía

entre 0.4 y 1.0 pero se supone como 1.0 cuando la razón ancho/tamaño de sedimento

es mayor a 25; Ks (factor de forma) se obtiene del Cuadro 5; Kθ (factor de

alineamiento) se obtiene del Cuadro 6.

Rango de y/b Fórmula para ds

Menor a 0.2 4.5y

De 0.2 a 1.4 2(yb) 0.5

Mayor a 1.4 2.4b

Rango de y/L Fórmula para ds

Menor a 0.04 10y

De 0.04 a 1 2(yL) 0.5

Mayor a 1 2L

PILAS

BASTIONES

45

Figura 14. Factor de tamaño Kd del método de Melville. Fuente: TAC (2004).

Cuadro 5. Factores de forma Ks para pilas y bastiones, según Melville.

Fuente: TAC (2004).

Cuadro 6. Factores de alineamiento Kθ según Melville.

Fuente: TAC (2004).

TIPO FORMA K s

Cilindro circular 1.0

Punta redonda 1.0

Punta cuadrada 1.1

Punta fina 0.9

Muro vertical 1.0

Muro alado 0.8

Inclinación 0.5H:1V 0.6

Inclinación 1H:1V 0.5


Pila

Bastión

0° 15° 30° 45° 60° 90° 120° 150°

4 1.0 1.5 2.0 2.3 - 2.5 - -

8 1.0 2.0 2.75 3.3 - 3.9 - -

12 1.0 2.5 3.5 4.3 - 5.0 - -

BASTIÓN - - - 0.9 - 0.97 1.0 1.06 1.08

L/bK θ

PILA

TIPO

46

Procedimiento del FHWA

Relaciones primordiales para pilas

Siguiendo el procedimiento descrito en el manual HEC-18 de Richardson & Davis (1995) la

socavación local debida a pilas se calcula mediante la siguiente ecuación (tanto para el

caso de lecho-vivo como para el de agua-clara):

Ec. 2-40

Donde, ds es la profundidad de socavación local por debajo del lecho, y es la profundidad

del flujo de aproximación (exactamente aguas arriba de la pila), b es el ancho de la pila, Fr

es el número de Froude aguas arriba de la pila, K1 es el factor de corrección debido a la

forma de la punta de la pila (ver Cuadro 7), K2 es el factor de corrección debido al ángulo

de incidencia del flujo (Ec. 2-42), K3 es el factor de corrección debido a la condición del

lecho o fondo del cauce (ver Cuadro 8) y K4 es el factor de corrección debido al tamaño

del material del lecho (Ec. 2-43).

El número de Froude se calcula como:

Ec. 2-41

Con V como la velocidad media del flujo aguas arriba de la pila y g es la aceleración de la

gravedad y se supone igual a 9.81 m/s2.

47

El factor K1 se obtiene del siguiente cuadro:

Cuadro 7. Factor de corrección por forma de punta, K1.

Fuente: TAC (2004).

El factor K2 se puede calcular mediante:

Ec. 2-42

Con L como la longitud de la pila. El factor K2 se puede obtener también, del Cuadro 6. Si

L/b es mayor que 12 entonces se utiliza 12 como máximo.

Por otro lado, del Cuadro 8, se obtienen los valores para K3:

Cuadro 8. Factor de corrección debido a la configuración o condición del lecho del

cauce, K3.

Fuente: TAC (2004).

FORMA DE PUNTA K1

Cuadrada 1.1

Redonda 1.0

Cilíndrica 1.0

Grupo de cilindros 1.0

Aguda 0.9

CONDICIÓN DEL LECHO ALTURA DE DUNA (m) K3

Socavación de agua-clara N/A 1.1

Lecho plano y flujo de anti-duna N/A 1.1

Dunas pequeñas de 0.6 a 3.0 1.1

Dunas intermedias de 3.0 a 9.0 1.1 a 1.2

Dunas grande mayor a 9.0 1.3

48

El factor K4 se puede calcular mediante la ecuación:

Ec. 2-43

Donde,

Ec. 2-44

Y

Ec. 2-45

Con VR como la razón de velocidad, V1 como la velocidad de aproximación en m/s, Vi como

la velocidad de aproximación cuando las partículas en la pila comienzan a moverse en m/s,

Vc90 como la velocidad crítica para el tamaño de material D90 en m/s, Vc50 la velocidad

crítica para el tamaño de material D50 en m/s y b el ancho de la pila.

La velocidad crítica se calcula como:

Ec. 2-46

Con Dc como el tamaño crítico del material para la velocidad crítica Vc en m.

49

Relaciones primordiales para bastiones

Ahora bien, para el cálculo de la socavación local debida a los bastiones (se puede tomar

tanto para lecho-vivo como para agua-clara), la ecuación del FHWA es:

Ec. 2-47

Donde ds es la profundidad de socavación local bajo el lecho, y es la profundidad de flujo

inmediatamente aguas arriba del bastión, L es la longitud proyectada del bastión y Fr es el

número de Froude inmediatamente aguas arriba del bastión. Por otro lado, K1 (ver Cuadro

9) y K2 son factores de reducción debidos a la forma del bastión y al ángulo de incidencia

del flujo, respectivamente.

Cuadro 9. Coeficiente de forma de bastión, K1.

Fuente: Richardson, E.V. y Davis, S.R. (1995).

Mientras que K2 se calcula como:

Ec. 2-48

Siendo θ el ángulo de incidencia del flujo en el puente.

FORMA DEL BASTIÓN K1

Muro vertical 1.00

Muro alado 0.82

Inclinado 0.55

50

2.7.5 Medidas de protección contra la socavación y control de estabilidad del

cauce

Existen una gran variedad de obras utilizadas para la protección contra la socavación y

para el control de la estabilidad de los cauces. En muchos puentes, por ejemplo, se

requiere realizar trabajos de protección para las fundaciones y taludes de aproximación

para contrarrestar los efectos erosivos de las avenidas y para proteger al ambiente de los

efectos hidráulicos que conlleva un puente.

En ocasiones se deben realizar obras de control de estabilidad del cauce con el fin de

poder ubicar un puente en el sitio pensado, esto claro tomando en cuenta la solución más

práctica y económica.

Algunas de las obras de protección contra socavación y de control de la estabilidad del

cauce son:

Mantas de protección contra la socavación compuestas de enrocados u otro material

resistente, alrededor de las fundaciones de pilas y bastiones.

Revestimientos de protección en márgenes y taludes, como enrocamientos u otros

materiales resistentes a la erosión dispuestos en las márgenes del cauce y/o taludes

de aproximación.

Márgenes o bancos guía, más o menos paralelos a la dirección principal del flujo con el

fin de guiar el flujo a través de la abertura.

Espigones, bancos o muros perpendiculares u oblicuos respecto a la dirección del flujo

ocasionando que el flujo no impacte y erosione las márgenes.

Diques, bancos o muros dispuestos con el fin de evitar inundaciones de las tierras

adyacentes al puente o a la carretera.

Desvíos o re-alineamientos del cauce, mediante excavaciones realizadas para

simplificar el cauce del río o canal y reducir el potencial de erosión.

Estructuras de nivelación como embalses para el caso de fondos de cauce degradados.

Dragado y excavación, para remover excesos de sedimentos cercanos a un puente

como medida de diseño y de mantenimiento.

51

Protección contra la socavación en las fundaciones de un puente

En el diseño de puentes nuevos, las medidas contra la falla por socavación deben ser

incluidas dentro de la subestructura para no depender de enrocamientos o u otro tipo de

protección similar. Sin embargo, resultará oportuno incorporar mantas de protección

contra socavación para limitar la exposición de las fundaciones del puente y proveer

mayor seguridad contra condiciones no previstas.

En cuanto a puentes ya existentes y fundaciones relativamente expuestas o poco

profundas, la seguridad depende en mayor medida del mantenimiento (vigilancia

constante, restauración o mejoramiento) que se le provea a las obras de protección. En

caso de que esto deje de funcionar, se deberá considerar modificaciones estructurales en

las fundaciones.

Protección contra la socavación de las márgenes y taludes

Existen una gran cantidad de métodos de protección contra la socavación de las márgenes

y taludes, conocidos como revestimientos, que pueden ser flexibles o rígidos. La

escogencia de uno o de otro depende de las condiciones del sitio, costos y disponibilidad

de materiales, durabilidad, seguridad, estética y consideraciones ambientales.

Entre los revestimientos flexibles se pueden mencionar: enrocamientos, colchones o

canastas de gaviones, concreto embolsado o colchones con lechada, losas de concreto

articulado, dolos (u otras formas) prefabricados de concreto y bloques de concreto

armado.

Por otra parte, entre los revestimientos rígidos se pueden citar: losas de concreto

chorreadas, suelo-cemento y concreto asfáltico.

Otros materiales que se pueden utilizar incluyen combinaciones artificiales y biológicas

como bloques de concreto perforado con vegetación y suelos tratados bio-ingenierilmente.

52

CAPÍTULO 3

DESCRIPCIÓN DEL ÁREA DE ESTUDIO

3.1 Generalidades

El puente de la ruta nacional No. 32 sobre el cauce del río Toro Amarillo se encuentra a

unos 3.0 Km al oeste de la ciudad de Guápiles, en el cantón de Pococí de Limón.

Resulta imprescindible para el presente estudio, caracterizar no solo el sitio de interés sino

también toda el área de drenaje que recoge la precipitación que transformada en

escurrimiento directo, es conducida a la salida de este punto de control.

Para ello, se estudia la morfología, la climatología, la composición geotécnica de los

suelos, y la cobertura o uso del suelo de la cuenca del río Toro Amarillo hasta el nombrado

punto de control, con el fin de lograr el objetivo principal del presente proyecto.

Además, resulta de extrema necesidad conocer los distintos factores que influyen en la

estabilidad del cauce y conocer el comportamiento del mismo a lo largo del tiempo.

3.2 Ubicación, delimitación y descripción de la cuenca

El cauce del río Toro Amarillo nace en las faldas del volcán Irazú, hacia el noreste del

cráter Diego de la Haya. El río escurre principalmente en sentido norte y desemboca en el

río Chirripó (Norte) aproximadamente 16 Km. aguas abajo del puente en estudio. En la

Figura 15 se muestra la cuenca del río Toro Amarillo delimitada hasta el puente sobre la

Ruta No. 32, así como también el cauce principal y sus afluentes.

53

Figura 15. Cuenca del río Toro Amarillo hasta el sitio del puente y ubicación de

estaciones meteorológicas aledañas. Coordenadas de la cuadrícula en Lambert Costa Rica Norte.

54

3.3 Caracterización morfológica de la cuenca

Para definir la forma, relieve y características de la red de drenaje de la cuenca en estudio, se

toman en cuenta algunos de los siguientes parámetros morfológicos:

3.3.1 Parámetros de Forma

Para caracterizar la forma dada de una cuenca, se calculan principalmente el área, el

perímetro, el índice de compacidad y el rectángulo equivalente de ésta.

La cuenca del río Toro Amarillo, delimitada hasta el punto de interés, cuenta con un área de

drenaje de 146.2 Km2 y un perímetro de 65.2 Km.

El índice de compacidad o de Gravelius, representa la relación que existe entre el perímetro

de la cuenca y la circunferencia de un círculo que tiene la misma superficie que la cuenca en

cuestión; se define mediante la relación:

A

PIc 28.0

Ec. 3-1

En donde se tiene que Ic es el índice de compacidad, P es el perímetro de la cuenca en Km y

A es el área de la cuenca en Km2.

De este modo, una cuenca con una forma perfectamente circular tendrá un valor de índice de

compacidad, Ic=1.0, y cuanto más se aleje de este valor, más irregular será la su forma.

Así, un Ic entre 1.0 y 1.25 es característico de cuencas redondeadas, entre 1.25 y 1.50

representa cuencas ovaladas, entre 1.50 y 1.75 es propio de cuencas alargadas, entre 1.75 y

2.0 cuencas rectangulares y valores mayores a 2.0 para cuencas rectangulares alargadas.

Para la cuenca en cuestión, el valor del Ic es de 1.51 por lo que se podría considerar que

tiene una forma alargada (ver Figura 15). Esta forma alargada, indica que probablemente el

agua escurrirá por un cauce principal teniéndose entonces una respuesta de escurrimiento

rápida.

55

En cuanto al rectángulo equivalente, se trata de representar una cuenca por medio de un

rectángulo que tenga un área, un perímetro, un índice de compacidad y una distribución

hipsométrica iguales a las de la cuenca. Los lados de este rectángulo vienen a representar los

límites o divisoria de la cuenca teniendo rectas paralelas al lado menor representando la

curvas de nivel.

Los lados del rectángulo equivalente se calculan mediante las siguientes expresiones:

Ec. 3-2

Ec. 3-3

Siendo L y l el lado mayor y menor, respectivamente, del rectángulo equivalente en Km, Ic el

índice de compacidad y A área de la cuenca en Km2.

Para este caso se tiene un L= 27.2 Km y l= 5.4 Km.

Se debe cumplir además que:

Ec. 3-4

Ec. 3-5

Estas relaciones funcionan como una verificación de los parámetros calculados.

3.3.2 Parámetros de Relieve

Ahora bien, los parámetros de relieve vienen a ser representados por la elevación máxima y

la mínima, la curva hipsométrica, la elevación media, el índice de pendiente y la pendiente

media del cauce principal.

Para el área de drenaje en particular, se cuenta con una elevación máxima y mínima de 3200

m.s.n.m. y 300 m.s.n.m. respectivamente.

56

La curva hipsométrica representa una gráfica de doble entrada elevación-área acumulada

mediante la cual se puede caracterizar el relieve de la cuenca. De este modo, curvas con

pendientes fuertes al origen son indicadoras de llanuras en las partes bajas de la cuenca

teniendo como problemas, riesgo de inundaciones y velocidades de flujo altas. Curvas con

pendientes fuertes hacia la parte media indican mesetas con planicies en las partes altas de

la cuenca, teniendo posibles problemas de inundaciones en las partes bajas de la cuenca.

La curva hipsométrica de la cuenca del río Toro Amarillo en estudio se presenta en la

siguiente figura:

Figura 16. Curva hipsométrica de la cuenca del río Toro Amarillo delimitada hasta los 300

m.s.n.m.

Por otro lado, la elevación media se calcula como el cociente del volumen de la cuenca

(superficie comprendida entre la curva hipsométrica y los ejes coordenados) y su área. La

elevación media para la cuenca en cuestión es de 1685 m.s.n.m., teniéndose

aproximadamente un cambio del 50% de elevación entre la elevación máxima y la media, y

entre la media y la mínima.

0

250

500

750

1000

1250

1500

1750

2000

2250

2500

2750

3000

3250

0% 10% 20% 30% 40% 50% 60% 70% 80% 90% 100%

Ele

vaci

ón

(m

.s.n

.m.)

Porcentaje de Área

57

El índice de pendiente indica el valor medio de las pendientes de la cuenca y se calcula

mediante la expresión:

n

n

innp aaL

I

2

1 *)(*1

Ec. 3-6

En donde Ip es el índice de pendiente, L es la longitud mayor del rectángulo equivalente en

Km, an representa las cotas de las curvas de nivel consideradas en Km y βi es la fracción del

área de la cuenca entre las curvas an y an-1, respecto al área total de la cuenca.

Realizando un modelo de elevación digital, mediante el uso de ArcGIS, se logra calcular el

área entre curvas de nivel. Las Figuras 17 y 18 muestran este modelo.

El índice de pendiente calculado para la cuenca en estudio es de 0.30.

La pendiente media del cauce principal, se calcula mediante la expresión:

ó á ó í

Ec. 3-7

Para el tramo del río Toro Amarillo en estudio se tiene que la elevación máxima es de 2500

m.s.n.m., la mínima es de 300 m.s.n.m., y con una longitud total de su cauce de 37.9 Km se

tiene una pendiente media del cauce de 5.8%.

Figura 17. Modelo de elevación digital de la cuenca del río Toro Amarillo hasta el sitio del puente vista desde el Noroeste.

58

Figura 18. Modelo de elevación digital de la cuenca del río Toro Amarillo hasta el sitio del puente. Coordenadas de la cuadrícula en Lambert Costa Rica Norte.

59

3.3.3 Parámetros de la red de drenaje

Para caracterizar la red de drenaje, se utilizan parámetros tales como la longitud del cauce

principal, la densidad de drenaje y el número de orden de la cuenca.

Como se indicó anteriormente, la longitud del cauce principal es de 37.9 Km. Este cauce

principal, es la corriente que pasa por la salida de la cuenca en estudio.

La densidad de drenaje representa la longitud total de corrientes presentes en la cuenca por

unidad de área. Define entonces la longitud media de cauces por unidad de superficie y se

calcula según:

Ec. 3-8

Donde Dd es la densidad de drenaje en Km/Km2, ΣL es la sumatoria de las longitudes de

todos los cauces presentes en la cuenca en Km y A es el área de la cuenca en Km2.

Para la cuenca en particular, se tiene una densidad de drenaje de 1.5 Km/Km2, la cual se

puede considerar alta y podría indicar que ante una tormenta, la cuenca tendrá una

respuesta rápida, evacuando así el agua en un corto periodo de tiempo ya que una gota de

agua que caiga en la parte alta de la cuenca deberá recorrer menos relieve para alcanzar el

cauce del río donde se tendrá una velocidad de escurrimiento mayor.

Por otro lado, altas densidades de drenaje son indicadoras también de una cuenca con

presencia de suelos muy erosionables o relativamente impermeables, pendientes altas y una

gran capacidad de transporte de sedimentos.

El número de orden de la cuenca es de cuatro, y es otro parámetro de la bifurcación de la

misma.

60

El Cuadro 10 resume los parámetros morfológicos utilizados para la caracterización física de

la cuenca en estudio.

Cuadro 10. Parámetros morfológicos de la cuenca del río Toro Amarillo.

3.4 Caracterización climática de la cuenca

3.4.1 Clasificación de zonas de vida de Holdridge

El área de drenaje en particular, cuenta con cinco zonas de vida según la clasificación de

Holdridge, como se muestra en la Figura 19.

Hacia la parte más baja de la cuenca, propiamente en el sitio del puente, se cuenta con una

pequeña área perteneciente al Bosque muy húmedo tropical (bmh-T), el cual presenta un

rango de precipitación de entre 4000 mm y 6000 mm como promedio anual. Con este rango

no se puede identificar una época seca bien definida aunque si se cuanta con periodos en los

cuales las lluvias disminuyen. Sin embargo, no se presenta un déficit de agua en el suelo

para las plantas dado que no se cuenta con meses secos. La biotemperatura media anual

varía entre los 24 °C y los 25 °C, con una temperatura media entre los 24 °C y los 27 °C.

Valor

Área A (km2) 146.2

Perímetro P (km) 65.2

Long al centroide Lc (km) 20.8

Longitud del cauce principal (km) 37.9

Longitud total de cauces (km) 214.7

Número de Orden - 4

Densidad de drenaje Dd (km/km2) 1.47

Índice de compacidad Ic 1.51

Índice de pendiente Ip 0.3

Elevación máxima (msnm) 3200

Elevación media (msnm) 1685

Elevación mínima (msnm) 300

Pendiente media del cauce (%) 5.8

Lado mayor del rectángulo equivalente L (km) 27.2

Lado menor del rectángulo equivalente l (km) 5.4

Parámetro

61

Figura 19. Zonas de vida presentes en la cuenca del río Toro Amarillo hasta el sitio del puente. Coordenadas de la cuadrícula en Lambert Costa Rica Norte.

62

Ahora bien, la cuenca continua en su parte baja con el Bosque muy húmedo tropical

transición a premontano (bmh-T12). El rango de precipitación media anual varía entre los

4000 mm y los 5500 mm, con una biotemperatura y temperatura media anual que varían

entre los 21.5 °C y 24 °C.

Para fines de uso de la tierra, este bioclima presenta algunas limitaciones, debido al exceso

de precipitación que ocurre durante la mayoría del año; por ende, los terrenos bajo esta

condición ecológica son muy susceptibles a la erosión. Sin embargo, para fines de producción

de biomasa son muy productivos; de este modo, resultan muy atractivos para actividades

forestales, aparte de que en su condición natural inalterada presentan una gran

biodiversidad. Los bosques tropicales más exuberantes y los más altos se desarrollan en este

bioclima.

Hacia la parte media, se cuenta con la zona Bosque pluvial premontano (bp-P), presentando

precipitaciones medias anuales mayores a los 4000 mm aunque se han llegado a registrar

medias de más de 7000 mm.

El rango de biotemperatura y el de temperatura media anual varía entre 17 °C y 24 °C. No

presenta período efectivamente seco o este es muy corto (inferior a 2 meses). La ocurrencia

de neblinas es muy común en esta zona de vida. En general, los bioclimas pluviales como

este, son muy restrictivos para el desarrollo de actividades agropecuarias en forma

sostenible, debido a la excesiva precipitación y a la alta tasa de humedad predominante. Por

estas razones, pocos grupos humanos suelen habitar esta zona de vida.

Hacia la parte alta de la cuenca se encuentra la zona de vida bosque pluvial montano bajo

(bp-MB). Posee un rango de precipitación que oscila entre 1 850 y 4 000 mm como promedio

anual y en algunas localidades la precipitación promedio anual puede llegar a superar los

8000 mm presentando una humedad relativa excesiva producto de la neblina. Se considera

que presenta un periodo moderadamente seco no superior a los 3 meses. La biotemperatura

media (al igual que la temperatura) se encuentra entre los 12 °C y 17 °C.

63

La parte más alta de la cuenca cuenta con la zona de vida bosque pluvial montano (bp-M),

presentando un rango de precipitación anual entre los 2200 mm y 4500 mm en promedio.

Una biotemperatura y temperatura media entre los 6 °C y 12 °C.

Debido a su alta humedad, estas zonas de vida presentan limitaciones moderadas para el

desarrollo de las actividades del uso del suelo, especialmente para la producción de cultivos

agrícolas. Sin embargo, resultan bastante apropiadas para el desarrollo de la ganadería de

leche.

3.4.2 Precipitación máxima diaria

Mediante datos de estaciones medidoras de precipitación del IMN y del ICE, ubicadas dentro

de la cuenca o cercano a ella, se procedió a realizar un análisis de eventos extremos,

utilizando distribuciones de probabilidad, el cual será explicado posteriormente.

Los datos obtenidos, para distintos periodos de retorno se muestran en el siguiente cuadro:

Cuadro 11. Volúmenes de precipitación máxima diaria (mm) estimados para diferentes

periodos de retorno.

Del cuadro anterior se aprecian los altos volúmenes de precipitación que se pueden llegar a

presentar en la cuenca o en sus cercanías, en 24 horas estando esto en concordancia con la

climatología descrita anteriormente mediante el modelo de zonas de vida de Holdridge.

Mediante estos datos estimados de precipitación para cada estación utilizada, se procederá a

realizar el modelo hidrológico con el fin de estimar los caudales de diseño para distintos

periodos de retorno.

25 50 100

CHINDAMA 341.7 372.4 402.8

F. GAVILANES 271.1 304.2 337.1

HDA. VICTORIA 202.8 218.2 233.4

LA PICADA 292.8 325.0 356.9

LOS DIAMANTES 236.5 259.3 281.9

V. IRAZÚ 213.6 243.1 272.4

ESTACIÓNPeriodo de Retorno T (años)

64

3.5 Caracterización geotécnica de la cuenca

Según la zonificación geotécnica de Costa Rica, los distintos tipos de suelos que caracterizan

a la cuenca en estudio se muestran en la Figura 20.

Así entonces, se tiene tres tipos distintos de suelos que son:

Roc: Son suelos poco desarrollados por la existencia de un material resistente a poca

profundidad, usualmente menos de 60 cm. En el caso de ubicarse en zonas montañosas,

el suelo prácticamente no existe, y se encuentra roca alterada superficial. Dependiendo

de la formación geológica y de las condiciones locales, pueden presentarse deslizamientos

en roca en algunas zonas. Al estar constituidos por roca alterada, el material es de muy

baja permeabilidad, ya que las fracturas usualmente se encuentran rellenas de minerales

arcillosos.

V2w: Suelos volcánicos con gran contenido de minerales amorfos y humedades naturales

sumamente altas. Se ubican en los alrededores de algunos edificios volcánicos de Costa

Rica. Tienen un contenido de arena superior al 30%, estructura muy porosa y cambian

drásticamente sus propiedades de plasticidad al secarse, por su alto contenido de alofana

y otros minerales amorfos. Suelen ser suelos profundos, blandos y con estructura

colapsable ante una eventual saturación del terreno.

V3w: Suelos residuales de origen volcánico con un alto contenido de humedad natural.

Estos suelos se ubican inmediatamente después de los V2w, alejándose del foco de

emisión de cenizas (cráter). Su contenido de arena es de alrededor de un 20%, y

generalmente son del tipo MH o ML según clasificación SUCS. Son suelos en general

blandos, de buena permeabilidad con minerales arcillosos como la halloisita, alofana y

caolinita y pueden llegar a presentar comportamiento colapsable. En condiciones de

saturación o de alta humedad permanente, las cenizas volcánicas contenidas en estos

suelos meteorizan en arcillas grises de alto potencial de expansión.

65

Figura 20. Tipos de suelos presentes en la cuenca del río Toro Amarillo hasta el sitio del

puente. Coordenadas de la cuadrícula en Lambert Costa Rica Norte.

66

3.6 Uso del suelo dentro de la cuenca

El uso del suelo de la cuenca en estudio, se generó mediante el análisis de hojas

cartográficas (IGN) e imágenes multiespectrales (Proyecto CARTA 2003 y 2005).

En el Cuadro 12 y en la Figura 21 se muestra la distribución del uso del suelo perteneciente a

la cuenca del río Toro Amarillo hasta el sitio del puente.

Cuadro 12. Distribución del uso del suelo en la cuenca del río Toro Amarillo.

Como se aprecia, la cobertura boscosa representa el 90.5 % del área de drenaje, esto debido

a que, dentro de la misma se encuentran una gran cantidad de las Áreas Silvestres

Protegidas (Parque Nacional Volcán Irazú, Parque Nacional Volcán Turrialba, etc.) y además,

la cuenca es del tipo montañosa y comúnmente, los asentamientos humanos se producen en

las partes bajas de las cuencas.

Los terrenos para cultivos representan apenas el 0.1 % del área total, y los pastos o pastos

con árboles dispersos un 6.6%, muestra clara que los terrenos para pastoreo y ganadería son

más comunes hacia el norte del punto de interés (puente).

El 0.7 % perteneciente al suelo urbano, indica que, los asentamientos humanos no son

comunes en el área de drenaje en estudio, sin embargo este porcentaje pudiera aumentar

dado que en alguna medida el 1.0 % perteneciente al suelo desnudo representaría futuros

asentamientos humanos.

USO DEL SUELO ÁREA (Km2) PORCENTAJE (%)

Bosque 132.2 90.5

Cuerpos de Agua 1.8 1.2

Cultivos 0.1 0.1

Pastos 9.6 6.6

Suelo Desnudo 1.5 1.0

Urbano 1.0 0.7

TOTAL 146.2 100

67

Figura 21. Cobertura y uso del suelo presente en la cuenca del río Toro Amarillo hasta el sitio del puente. Coordenadas de la cuadrícula en Lambert Costa Rica Norte.

68

CAPÍTULO 4

ESTABILIDAD DEL CAUCE DEL RÍO TORO AMARILLO

4.1 Generalidades

La estabilidad de un cauce, particularmente la estabilidad lateral u horizontal (la estabilidad

vertical será evaluada en secciones próximas), tiene que ver con la capacidad del cauce de

mantener su forma en planta. O bien, se entiende por inestabilidad lateral, a la capacidad del

cauce de cambiar su forma en planta debido a la acción de múltiples factores.

Los factores que afectan la estabilidad de un cauce y potencialmente la estabilidad de un

puente pueden ser clasificados en factores geomorfológicos y factores hidráulicos.

Entre los factores geomorfológicos de mayor interés se encuentran: el tamaño del cauce

(ancho de sección normalmente), el régimen hidrológico, material del lecho, la forma del

cañón del cauce, las llanuras de inundación, los diques naturales, la incisión aparente, los

límites del cauce, la cobertura boscosa en las márgenes, el alineamiento del cauce, el

equilibrio del cauce, entre otros.

Entre los factores hidráulicos se tienen los efectos que provocan las formas de fondo del

lecho, la magnitud y la frecuencia de las crecidas, la geometría y estructura del puente, los

cuales se tratarán en parte en el apartado concerniente al modelado hidráulico.

Definiendo estas características del cauce y evaluando los cambios en el uso del suelo que se

pudieran haber presentado con el paso de los años, se puede evaluar de manera cualitativa

(de no tener datos o información concreta) la estabilidad del cauce con el fin de poder

identificar las medidas de protección y de mitigación ante potenciales eventos extremos o

acciones erosivas.

69

4.2 Factores geomorfológicos

A continuación se expondrán algunos de los factores que deben ser tomados en cuenta para

analizar la estabilidad del cauce del río Toro Amarillo.

4.2.1 Tamaño del cauce

La profundidad de un cauce tiende a incrementarse conforme aumenta el ancho del mismo; a

su vez, el potencial de socavación aumenta con la profundidad. Así pues, según Chang,

Johnson, Lagasse, Richardson & Schall (1995), el potencial de socavación aumenta conforme

aumenta el ancho del cauce.

Además el potencial de erosión lateral también aumenta conforme aumenta el tamaño del

cauce, sin embargo, no se puede cuantificar una relación entre el tamaño del cauce y la

migración lateral potencial.

Comúnmente el tamaño del cauce se toma como la distancia que existe de margen a margen

en una sección transversal. De modo que, con la topografía y secciones transversales que se

tienen del río Toro Amarillo, efectuando un promedio de los anchos de dichas secciones, se

tiene que el tamaño del cauce en cuestión sería de 125 m aproximadamente, tomándose

entonces como un cauce mediano.

4.2.2 Régimen hidrológico

El cauce del río Toro Amarillo cuenta con un régimen de flujo perenne y puede considerarse

estable o inestable dependiendo del material del lecho y las condiciones de las márgenes.

4.2.3 Material del lecho

Para determinar la granulometría del material del cauce del río Toro Amarillo se efectuó un

muestreo por conteo del material superficial, en las proximidades (aguas arriba y aguas

abajo) del puente tanto para las márgenes como para el cauce principal del lecho.

Esto se realiza de esta manera debido a que los grandes diámetros de las partículas que se

encuentran en el cauce generan una coraza. Dicha coraza puede suponer un freno a los

posibles efectos erosivos debidos a la socavación que se pueda presentar en el sitio del

puente, dado que se requerirán mayores fuerzas hidráulicas para mover una partícula.

70

En la Figura 22 se muestran las curvas de frecuencia acumulada que se generan con el

muestreo realizado (en el Anexo A-2 se muestran las curvas generadas por separado). Dichas

curvas se asemejan en este caso, a curvas granulométricas.

Figura 22. Curvas de frecuencia acumulada del muestreo superficial del material del cauce del río Toro Amarillo.

Dado que se tienen diámetros medios (D50) de entre 97.5 mm y 212.5 mm y se presentan

partículas mayores a los 1000 mm se puede decir que tanto el material del lecho como el de

las márgenes, está compuesto por gravas gruesas, cantos y rocas. La Figura 23 muestra una

fotografía tomada en Mayo de 2011 durante el muestreo efectuado.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

10 100 1000

Po

rce

nta

je d

el m

ate

rial

Diámetro de partícula

Margen Izquierda Aguas Arriba

Margen Izquierda Aguas Abajo

Cauce Principal Aguas Arriba

Cauce Principal Aguas Abajo

Margen Derecha Aguas Arriba

Margen Derecha Aguas Abajo

71

Figura 23. Fotografía del cauce del río Toro Amarillo tomada en Mayo de 2011 desde la

margen derecha hacia aguas abajo.

Se dice que los problemas relacionados con la socavación del lecho son igual de comunes

tanto en cauces con materiales gruesos (como el que nos compete) como en cauces con

materiales finos. Sin embargo, profundidades de socavación mayores son más probables en

lechos de material fino.

En general, cauces con materiales arenosos son menos estables que aquellos con lechos y

márgenes compuestos por material grueso.

72

4.2.4 Relieve

Dado que el rango de elevaciones que se cuenta en la cuenca en estudio varía entre 300

m.s.n.m. y 3200 m.s.n.m. se puede considerar que el cauce del río Toro Amarillo es propio

de un río de montaña.

Normalmente, los cauces característicos de ríos de montaña tienen pendientes altas, lechos

conformados por material grueso, llanuras de inundación estrechas y no son aluviales.

4.2.5 Incisión aparente

La altura promedio de los bancos del cauce del río Toro Amarillo, según las secciones

transversales analizadas, varía entre los tres y cuatro metros. Teniéndose un ancho promedio

de sección de 125 m aproximadamente, se puede decir que esta condición de altura de

bancos indica una probable incisión. En casos como este, la erosión lateral que se pueda

presentar normalmente sucede de manera lenta.

4.2.6 Márgenes y su vegetación

Se puede considerar que al cauce del río Toro Amarillo del tipo no-aluvial, esto pues en su

mayoría, se compone de partículas de cantos y rocas a lo largo de sus márgenes y lecho.

Sus bancos pueden considerarse como inestables, susceptibles a una razón de

erosionabilidad entre baja y moderada, consiguiendo que se conviertan en bancos con

pendientes estables. El grado de inestabilidad resulta difícil de contabilizar y la estabilidad

depende en gran medida de la vegetación presente.

4.2.7 Forma en planta y alineamiento del cauce

El cauce del río Toro Amarillo se puede considerar un cauce único, al menos en las

proximidades al sitio del puente. Esto pues, si bien se presentan algunas islas de material

acumulado, estas no son propias de un cauce de tipo trenzado en el cual el canal principal

del río divaga a lo ancho de las secciones, y más bien se suele tener un cauce principal bien

definido.

73

Las islas presentes se podrían deber a la capacidad de arrastre de sedimentos del río y a la

intervención del ser humano en términos de la extracción de materiales que se produce

aguas arriba del sitio del puente, generando deposiciones de material en ciertos tramos del

cauce. Esto podría inferir en la estabilidad del mismo, causando cambios en el alineamiento.

Mediante el análisis de distintas fotografías aéreas (años 1952, 1960, 1970, 1981, 1992,

2005) y de las hojas cartográficas escala 1:50 000 de Guápiles y Carrillo (años 1985), se

evidencian los cambios en el alineamiento que ha sufrido el cauce del río Toro Amarillo en las

proximidades al puente, tal y como se muestra en la Figura 24.

Como se puede ver antes de que existiera el puente (su construcción se inició a partir del año

1975) la forma era típica de un cauce único, aguas arriba del sitio del puente que se

comenzaba a convertir en un cauce trenzado aguas abajo del sitio actual de puente, en el

cual el cauce principal divagaba por distintos cauces teniendo amplias islas inundables (años

1952, 1960 y 1970). Una vez se iniciaron las labores constructivas, dicha configuración en

planta, aguas abajo del sitio del puente, se fue modificando junto al alineamiento del flujo

(año 1981). Así pues, se pasó de tener un cauce trenzado a tener un único cauce con un

alineamiento de unos 30° hacía el noroeste por un tramo de unos cinco kilómetros aguas

abajo del sitio del puente (inicialmente el alineamiento del cauce era aproximadamente de

sur a norte).

Una vez construido el puente y hasta la actualidad (alineamientos de fotografías de años

1985, 1992 y 2005), aguas abajo del sitio del puente se ha ido estableciendo cada vez más la

configuración de cauce único hasta la desembocadura en el río Chirripó.

En las visitas al campo efectuadas en setiembre de 2009 y febrero de 2010 se notaba

claramente como dicho alineamiento y las acumulaciones de sedimentos que se presentaban

en la margen derecha del cauce, provocaban un impacto directo del flujo sobre el bastión de

la margen izquierda del puente.

Sin embargo, en la visita realizada en mayo de 2011, se comprobó que el flujo se encuentra

atravesando la sección del puente entre las pilas 2 y 3 (ver plano del puente en Anexo A-3).

Esto debido a un encauzamiento efectuado por el MOPT (según el Geól. William Brenes

Jiménez de la Constructora Santa Fe Ltda.).

74

Figura 24. Variación temporal de la forma en planta del cauce del río Toro Amarillo en las proximidades del puente.

75

Figura 25. (Arriba) Fotografía tomada en Setiembre del 2009 desde la margen izquierda

del río. (Abajo) Fotografía tomada en febrero de 2010 desde la margen izquierda del río hacia aguas abajo. Se evidencia que el flujo impacta directamente el bastión de la margen

izquierda.

76

Figura 26. (Arriba) Fotografía tomada en Mayo del 2011 desde la margen derecha del río

hacia aguas abajo. (Abajo) Fotografía tomada en Mayo del 2011 desde la margen izquierda del río hacia aguas abajo. Se evidencia que el flujo atraviesa la abertura del

puente entre las pilas 2 y 3 y ya no impacta contra el bastión de la margen izquierda.

77

4.3 Principios de equilibrio

Mediante la relación de Lane (Ec. 2-1), se puede predecir cualitativamente la respuesta que

tendrá el cauce a determinados cambios o modificaciones que se presenten.

Para utilizar dicha relación, resulta útil conocer los posibles cambios que se generen en

términos de cambios de elevación del fondo del cauce (aumento y disminución o

degradación) producidos por actividades del ser humano o de manera natural.

En el capítulo anterior, se mostró que la cuenca posee en su mayoría una cobertura boscosa,

sin embargo, en las proximidades del puente (aguas arriba de este) se cuenta con procesos

de extracción de materiales por parte de una concesionaria (desde el año 1992 hasta la

actualidad) y sobre la margen derecha del río se presenta un área que se urbanizó en los

años recientes. Estas actividades, aunadas a tormentas máximas, a la contracción de las

secciones del cauce producida por el puente y a distintas obras de canalización que se han

efectuado, han modificado la estabilidad del cauce del río Toro Amarillo.

En términos de transporte de sedimentos, la extracción de material del cauce puede ser

benéfica o perjudicial. Sin embargo, de no controlarse bien la tasa a la cual se extrae dicho

material (de ser esta mayor a la permitida) se puede incurrir en un proceso de degradación

aguas arriba y aguas abajo del sitio de extracción, generando aumentos en las pendientes de

fondo y en las velocidades de flujo provocando entonces problemas de inestabilidad. Este

proceso de degradación se presentaría porque se generaría un desbalance entre el sedimento

que ingresa al sitio de extracción y la capacidad de transporte del cauce.

Analizando la relación de Lane, de presentarse esta situación se tendría que al aumentar la

pendiente de energía, para poder restablecer el balance natural del cauce, debería aumentar

el caudal sólido (suponiendo que el caudal líquido y el diámetro medio de partícula

permanecen iguales):

Degradaciones del fondo del cauce como las que se pudieran presentar en este caso,

generarían procesos erosivos aguas abajo del sitio de extracción pudiendo en este caso

incidir en la vulnerabilidad del puente a dichos procesos.

78

4.4 Estabilidad lateral del cauce

Un canal estable no cambia en tamaño, forma o posición a lo largo del tiempo. De los

parámetros cualitativos contemplados anteriormente y sobretodo de las fotografías aéreas, se

muestra que este no es el caso del río Toro Amarillo al menos en las proximidades del

puente.

Sin embargo, los cambios que verdaderamente importan para juzgar la estabilidad de un

cauce son la erosión lateral de las márgenes, acumulación o degradación del fondo del cauce

que progresa en el tiempo y cambios repentinos en la elevación del lecho debidos a los

efectos erosivos de una crecida.

También se puede producir inestabilidad local debida a la contracción generada por el

puente, sin embargo esto se trata en capítulos posteriores.

Basándonos en los factores geomorfológicos discutidos anteriormente, se podría decir que al

tenerse un cauce único bien definido, con material granular de gran diámetro conformando el

canal principal y las márgenes, con un cauce típico de montaña con una incisión aparente, se

presenta un río estable.

Sin embargo, según la Figura 27, los canales con un cauce bien definido son relativamente

estables sólo cuando las velocidades de flujo y la carga de sedimentos son bajas. Cuando

estos parámetros aumentan, aumenta la sinuosidad del canal generándose barras o islas y

modificándose la forma recta hacía la de canal meandriforme.

No obstante, en este punto del estudio no se cuenta con información hidráulica para poder

afirmar esto con certeza. De aquí que se prefiera analizar la estabilidad lateral desde un

punto de vista cualitativo.

Así pues, partiendo de las variaciones laterales que se han presentado a lo largo de los años

(ver Figura 24) en particular después de la construcción del puente y después del inicio de la

concesión minera, se puede notar que el cauce del río Toro Amarillo ha sufrido

perturbaciones debidas a la inestabilidad que se ha presentado.

79

Debido a un cambio en el alineamiento del flujo, se pueden generar problemas erosivos en

una margen del cauce (talud de la margen izquierda en el caso del río Toro Amarillo en el

sitio del puente) y la acumulación de sedimentos en la otra margen (margen derecha en el

sitio del puente) generando que no exista flujo por toda la sección hidráulica del puente

(entre las pilas 1 y 2 no hay flujo).

Figura 27. Clasificación de cauces y estabilidad relativa conforme la variación de distintos factores hidráulicos. Fuente: Chang, Johnson, Lagasse, Richardson & Schall (1995).

Estos resultados, aunque cualitativos, funcionan para prever el comportamiento que se

presentará en el sitio del puente y los posibles problemas debidos a los cambios en el

alineamiento del flujo.

80

CAPÍTULO 5 MODELADO HIDROLÓGICO

5.1 Generalidades

La metodología empleada para realizar el modelado hidrológico tiene sus inicios en la

recolección de información de registros de distintas estaciones meteorológicas del IMN y del

ICE que se encuentran dentro o en la cercanía de la cuenca del río Toro Amarillo.

Los registros de precipitación (no se cuenta con fluviógrafos en el río Toro Amarillo) que se

utilizaron provienen de las estaciones que se detallan en los siguientes cuadros:

Cuadro 13. Estaciones de precipitación del IMN.

Cuadro 14. Estaciones de precipitación del ICE.

Se contaba con información de otras estaciones cercanas, sin embargo el registro de años

era bastante reducido (entre cinco y seis años) por lo que se opto por no utilizarlas para

realizar el análisis de eventos extremos.

73111 Hacienda Victoria 10° 16' 83° 43' 80 17

73013 Los Diamantes, Guápiles 10 °13' 83° 46' 249 35

73081 Volcán Irazú 09° 59' 83° 51' 3400 26

LONGITUD

OESTE

ELEVACIÓN

(m.s.n.m.)

AÑOS DE

REGISTRO

LATITUD

NORTEESTACIÓNNÚMERO

69638 CHINDAMA 10° 08' 83° 48' 600 17

69636 FINCA GAVILANES 10° 01' 58" 83° 51' 2120 17

69634 LA PICADA DE TURRIALBA 10 °02' 83° 47' 2580 17

LONGITUD

OESTE

ELEVACIÓN

(m.s.n.m.)

AÑOS DE

REGISTRONÚMERO ESTACIÓN

LATITUD

NORTE

81

5.2 Análisis de eventos extremos

Para las estaciones anteriores, se procedió a reagrupar los datos obtenidos de mayor a

menor y estimar los datos de precipitación para distintos periodos de retorno utilizando

distintas distribuciones de probabilidad.

Una vez hecho esto, se compararon los datos estimados mediante la prueba del error

cuadrático mínimo, escogiéndose finalmente, la distribución que tiene el menor error de

todos, siendo ésta, la distribución Gumbel6.

Los periodos de retorno de diseño se escogieron de acuerdo a criterios de profesionales en la

hidráulica de puentes y en las recomendaciones de los distintos manuales de diseño.

Así, aunque el análisis de eventos extremos se realizó para distintos periodos de retorno, al

momento de realizar los cálculos de caudales de diseño, se utilizaron las precipitaciones

promedio sobre la cuenca para periodos de retorno de 25, 50 y 100 años.

A manera de simplificación, se muestra en detalle los cálculos realizados para una de las seis

estaciones.

Así, para la estación 73081 Volcán Irazú del IMN, con un registro de datos de 26 años, se

cuenta con la información mostrada en el Cuadro 15.

Además, en la Figura 28 se muestra gráficamente el comportamiento cronológico de la serie

de datos en cuestión.

En el Cuadro 16 se muestran algunos parámetros estadísticos necesarios para realizar el

análisis.

Una vez esto, se procedió a realizar el cuadro-resumen que se muestra en el Cuadro 17 el

cual no sólo muestra las estimaciones realizadas para las distribuciones Normal, Log-Normal,

Pearson III, Log-Pearson III y Gumbel, sino que también muestra el cálculo del error

cuadrático mínimo. En el Anexo A-4. Se muestran dichos cuadros-resumen para las demás

estaciones.

6 Únicamente en la estación 73013 Los Diamantes, la distribución Gumbel no obtuvo el menor error

cuadrático, sin embargo la diferencia respecto al error cuadrático más pequeño es mínima por lo que de igual manera se utilizó la distribución Gumbel.

82

Cuadro 15. Registro de precipitación para la estación 73081 Volcán Irazú.

Figura 28. Representación gráfica del registro de datos de precipitación para la estación 73081 Volcán Irazú.

Año Precipitación (mm) Año Precipitación (mm)

1964 46.7 1977 105.0

1965 190.0 1978 47.0

1966 88.0 1979 51.8

1967 99.0 1980 138.6

1968 114.0 1981 155.6

1969 228.9 1982 48.6

1970 239.3 1983 66.9

1971 64.2 1984 67.5

1972 71.1 1985 54.2

1973 139.9 1986 61.2

1974 133.8 1987 108.0

1975 111.8 1988 120.2

1976 62.0 1989 80.6

0.0

50.0

100.0

150.0

200.0

250.0

300.0

1964 1966 1968 1970 1972 1974 1976 1978 1980 1982 1984 1986 1988 1990

Pre

cip

itac

ión

(mm

)

Año

Precipitación -Los Diamantes -

Promedio

83

Cuadro 16. Parámetros estadísticos para la estación 73081 Volcán Irazú.

En el Cuadro 17, los parámetros w, z y KT se calculan como se muestra:

Ec. 5-1

Ec. 5-2

Ec. 5-3

Ec. 5-4

Remitiéndose al Anexo A-4 se observa que para el resto de las estaciones, la distribución

Gumbel obtuvo el menor error cuadrático por gran diferencia respecto a las demás funciones

(excepto en la estación 73013 Los Diamantes). De aquí que se haya optado por utilizar esta

para la estimación de los eventos extremos.

Así pues (según las ecuaciones Ec. 5-1 a Ec. 5-4) para la estación 73081 Volcán Irazú, y para

un nivel de confianza del 90%, se estimaron los siguientes volúmenes de precipitación

máxima diaria y sus respectivos límites de confianza, como se muestra en el Cuadro 18 y en

la Figura 29.

Número de datos 26.0

Promedio (mm) 103.6

Mediana (mm) 93.5

Percentil 25% (mm) 62.6

Percentil 75% (mm) 130.4

Varianza (mm2) 2895.2

Desviación Estándar (mm) 53.8

Rango (mm) 192.6

Coeficiente de asimetría 1.2

Coeficiente de curtosis 0.9

Parámetro Datos estadísticos para la estación Damas

84

Cuadro 17. Cuadro resumen de estimaciones para distintas distribuciones y cálculo del error cuadrático mínimo.

w z xe (mm) (xe-xo)^2 ln (xo) (ln(xo)-α)^2 xe (mm) (xe-xo)^2 Kt xe (mm) (xe-xo)^2 xe (mm) (xe-xo)^2 xe (mm) (xe-xo)^2

1 27.0 0.037 239.3 2.567 1.787 199.7 1564.9 5.5 0.910 215.8 550.9 2.138 218.7 426.3 255.2 251.4 238.4 0.8

2 13.5 0.074 228.9 2.282 1.446 181.4 2252.7 5.4 0.827 183.5 2056.8 1.582 188.7 1613.2 195.8 1095.9 203.4 648.7

3 9.0 0.111 190.0 2.096 1.221 169.3 428.6 5.2 0.523 164.8 632.5 1.245 170.6 377.1 166.7 541.4 182.5 55.8

4 6.8 0.148 155.6 1.954 1.044 159.8 17.7 5.0 0.274 151.6 16.2 0.998 157.3 2.8 148.2 54.4 167.4 138.8

5 5.4 0.185 139.9 1.837 0.896 151.8 141.7 4.9 0.174 141.2 1.7 0.800 146.7 45.8 134.9 24.7 155.4 239.1

6 4.5 0.222 138.6 1.734 0.764 144.7 37.8 4.9 0.166 132.7 35.4 0.634 137.7 0.7 124.7 193.6 145.3 45.0

7 3.9 0.259 133.8 1.643 0.645 138.3 20.6 4.9 0.139 125.3 71.7 0.490 130.0 14.5 116.4 302.3 136.6 7.8

8 3.4 0.296 120.2 1.560 0.535 132.4 148.4 4.8 0.071 118.9 1.7 0.362 123.1 8.3 109.5 114.3 128.8 74.8

9 3.0 0.333 114.0 1.482 0.430 126.8 162.9 4.7 0.045 113.1 0.8 0.245 116.8 8.0 103.6 108.1 121.8 61.1

10 2.7 0.370 111.8 1.409 0.330 121.4 92.0 4.7 0.037 107.9 15.4 0.138 111.1 0.6 98.4 178.4 115.3 12.5

11 2.5 0.407 108.0 1.340 0.234 116.2 67.1 4.7 0.025 103.0 24.7 0.038 105.7 5.4 93.9 199.7 109.3 1.7

12 2.3 0.444 105.0 1.274 0.139 111.1 37.4 4.7 0.017 98.5 42.3 -0.056 100.6 19.2 89.8 232.3 103.6 2.0

13 2.1 0.481 99.0 1.209 0.046 106.1 50.5 4.6 0.005 94.2 22.8 -0.145 95.8 10.2 86.0 168.6 98.1 0.8

14 1.9 0.519 88.0 1.209 0.046 106.1 327.7 4.5 0.002 94.2 38.8 -0.145 95.8 60.9 86.0 3.9 92.9 23.8

15 1.8 0.556 80.6 1.274 0.139 111.1 931.0 4.4 0.018 98.5 320.3 -0.056 100.6 400.6 89.8 83.9 87.8 51.5

16 1.7 0.593 71.1 1.340 0.234 116.2 2033.3 4.3 0.067 103.0 1019.4 0.038 105.7 1195.5 93.9 518.5 82.8 136.2

17 1.6 0.630 67.5 1.409 0.330 121.4 2904.3 4.2 0.097 107.9 1630.4 0.138 111.1 1896.8 98.4 957.6 77.8 106.4

18 1.5 0.667 66.9 1.482 0.430 126.8 3583.7 4.2 0.103 113.1 2137.5 0.245 116.8 2492.1 103.6 1347.0 72.9 35.6

19 1.4 0.704 64.2 1.560 -0.535 74.8 113.2 4.2 0.131 71.4 52.6 -0.631 69.7 29.9 68.3 16.4 67.9 13.4

20 1.4 0.741 62.0 1.643 -0.645 68.9 47.5 4.1 0.157 67.8 33.4 -0.710 65.4 11.6 65.7 13.9 62.7 0.6

21 1.3 0.778 61.2 1.734 -0.764 62.5 1.6 4.1 0.168 64.0 8.1 -0.791 61.1 0.0 63.2 4.2 57.4 14.2

22 1.2 0.815 54.2 1.837 -0.896 55.4 1.5 4.0 0.282 60.2 35.6 -0.875 56.6 5.5 60.8 43.2 51.8 5.7

23 1.2 0.852 51.8 1.954 -1.044 47.4 19.2 3.9 0.332 56.0 18.1 -0.963 51.8 0.0 58.3 41.7 45.7 37.0

24 1.1 0.889 48.6 2.096 -1.221 37.9 114.0 3.9 0.410 51.5 8.6 -1.060 46.6 4.0 55.6 49.6 38.8 95.6

25 1.1 0.926 47.0 2.282 -1.446 25.8 450.0 3.9 0.454 46.3 0.5 -1.170 40.6 40.5 52.8 33.5 30.5 272.1

26 1.0 0.963 46.7 2.567 -1.787 7.5 1538.1 3.8 0.462 39.4 53.9 -1.312 33.0 187.2 49.3 7.0 18.9 772.3

PEARSON III

94.11

LOG-PEARSON III

81.15

GUMBEL

53.42

NORMAL

Error Cuadrático C 130.72

LOG-NORMAL

93.97

m T (años) P(xo) xo (mm)

85

Cuadro 18. Precipitación máxima diaria estimada para la estación 73081 Volcán Irazú.

Figura 29. Precipitación máxima estimada y límites de confianza para estación 73081 Volcán Irazú.

Ahora bien, una vez realizado esto para todas las estaciones, se obtuvo la precipitación para

diferentes periodos de retorno, estimaciones que se observan en el Cuadro 19.

2 78.8 94.8 110.7

5 115.4 142.3 169.2

10 137.5 173.8 210.1

15 149.7 191.6 233.4

20 158.2 204.0 249.9

25 164.7 213.6 262.5

30 169.9 221.4 272.8

50 184.6 243.1 301.6

75 196.1 260.2 324.4

100 204.2 272.4 340.6

T (años)

Límite

Inferior

(mm)

Estimación

(mm)

Límite

Superior

(mm)

0.0

50.0

100.0

150.0

200.0

250.0

300.0

350.0

1 10 100

Pre

cip

itac

ión

(m

m)

Periodo de Retorno (años)

Límite Superior

Estimación

Límite Inferior

Registro

86

Cuadro 19. Precipitaciones máximas diarias de las estaciones meteorológicas para los periodos de retorno de diseño.

Con base en estos datos, se procedió a generar mapas de precipitación para la cuenca

utilizando el programa de cómputo ArcGIS y mediante el método IDW (Inverse Distance

Weighting por sus siglas en inglés) o bien Inverso Distancia.

El método ejecuta una ponderación de los datos de precipitación ingresados de cada estación

meteorológica, otorgando un mayor peso o importancia a aquellas que se encuentren más

cercanas a la cuenca.

Como se muestra en la Figura 15, hacia la parte alta de la cuenca la estación Volcán Irazú

tiene una mayor influencia; en la parte media-alta se tiene la influencia de las estaciones

Finca Gavilanes y La Picada de Turrialba; la estación Chindama tiene aun mayor influencia

hacia la parte media-baja; y aunque no propiamente dentro de la cuenca pero cercanas a la

parte baja de ésta, las estaciones Los Diamantes de Guápiles y Hacienda Victoria tiene cierta

influencia.

Los mapas de precipitación generados se muestran entre la Figura 30 y la Figura 32.

Una vez realizado esto, se procedió a estimar los promedios de precipitación máxima diaria

sobre la cuenca en estudio; los mismos se muestran el Cuadro 20.

Cuadro 20. Promedios estimados de precipitación máxima diaria sobre la cuenca.

25 50 100

CHINDAMA 341.7 372.4 402.8

F. GAVILANES 271.1 304.2 337.1

HDA. VICTORIA 202.8 218.2 233.4

LA PICADA 292.8 325.0 356.9

LOS DIAMANTES 236.5 259.3 281.9

V. IRAZÚ 213.6 243.1 272.4

ESTACIÓNPeriodo de Retorno (años)

PERIODO DE RETORNO T (años) PRECIPITACIÓN PROMEDIO (mm.)

25 291.0

50 324.1

100 352.1

87

Figura 30. Mapa de precipitación para un periodo de retorno de 25 años.

88


89


90

5.3 Distribución temporal de la precipitación

Se utilizaron varias distribuciones de precipitación representativas de algunas estaciones

pluviográficas que se encuentran ubicadas dentro de la cuenca del río Reventazón. Dichas

distribuciones se pueden considerar representativas de la parte alta y media de la cuenca del

río Toro Amarillo.

Para poder utilizar estas distribuciones y aplicarlas a la cuenca en estudio, se supone que:

La precipitación responde a procesos orográficos.

El contenido de humedad se desplaza en la dirección de los vientos provenientes del

Noreste.

Los eventos extremos, con dirección Noreste, se desplazan por el cañón del río

Reventazón.

Se considera una precipitación de larga duración.

Las distribuciones de precipitación analizadas corresponden a las encontradas por Maroto

(2011) en su proyecto de graduación para las estaciones 73028 El Humo, 73029 El Llano,

73079 Oriente y 73027 Cañón y representativas de lluvias de 24 horas de duración. Los

histogramas de estas estaciones se muestran a continuación:

Figura 33. Histograma característico para precipitación de larga duración en la estación 73028 El Humo.

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

10

60

11

0

16

0

21

0

26

0

31

0

36

0

41

0

46

0

51

0

56

0

61

0

66

0

71

0

76

0

81

0

86

0

91

0

96

0

10

10

10

60

11

10

11

60

12

10

12

60

13

10

13

60

Pre

cip

itac

ión

(%

)

Tiempo (min)

91

Figura 34. Histograma característico para precipitación de larga duración en la estación 73029 El Llano.

Figura 35. Histograma característico para precipitación de larga duración en la estación

73079 Oriente.

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

1.8 1

0

60

11

0

16

0

21

0

26

0

31

0

36

0

41

0

46

0

51

0

56

0

61

0

66

0

71

0

76

0

81

0

86

0

91

0

96

0

10

10

10

60

11

10

11

60

12

10

12

60

13

10

13

60

14

10

Pre

cip

itac

ión

(%

)

Tiempo (min)

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

10

60

11

0

16

0

21

0

26

0

31

0

36

0

41

0

46

0

51

0

56

0

61

0

66

0

71

0

76

0

81

0

86

0

91

0

96

0

10

10

10

60

11

10

11

60

12

10

12

60

13

10

13

60

14

10

Pre

cip

itac

ión

(%

)

Tiempo (min)

92

Figura 36. Histograma característico para precipitación de larga duración en la estación

73027 Cañón.

Estas cuatro distribuciones de precipitación se utilizarán para calcular los hidrogramas de

crecientes para 25, 50 y 100 años de periodo de retorno. Finalmente, se escogerá uno de los

resultados que se obtenga, con el fin de realizar el análisis hidráulico posteriormente.

5.4 Hidrogramas de crecientes

Para la obtención de los hidrogramas de crecientes se empleó el programa de cómputo HEC-

HMS. Se utiliza el método del SCS para obtener las pérdidas iniciales y con el hidrograma

sintético de Snyder se generan los hidrogramas de diseño para 25, 50 y 100 años de periodo

de retorno. Para ellos se emplea la distribución temporal de lluvia y los resultados de

precipitación máxima promedio obtenidos anteriormente.

El modelo utilizado corresponde a un modelo típico de un área de drenaje con un punto de

interés- salida (sitio del puente en este caso).

El inconveniente que se presenta al querer emplear la metodología de Snyder, resulta al

momento de obtener los datos del Ct y Cp dado que estos se obtienen al tenerse una cuenca

instrumentada, en la cual se dispongan registros de lluvia y de caudal para el cálculo de estos

valores.

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

10

60

11

0

16

0

21

0

26

0

31

0

36

0

41

0

46

0

51

0

56

0

61

0

66

0

71

0

76

0

81

0

86

0

91

0

96

0

10

10

10

60

11

10

11

60

12

10

12

60

13

10

13

60

Pre

cip

itac

ión

(%

)

Tiempo (min)

93

Dado que la cuenca del río Toro Amarillo no se encuentra debidamente instrumentada, se

deberá utilizar la información obtenida para otras cuencas instrumentadas siempre y cuando

las características físicas y climáticas sean semejantes.

En el manual de la Misión de la Organización Meteorológica Mundial (1972), se presentan

varios valores de Ct y Cp para distintas áreas de drenaje en Costa Rica. El siguiente cuadro

muestra los que por su ubicación y semejanzas morfológicas pueden ser útiles para

determinar los coeficientes de Snyder.

Cuadro 21. Parámetros morfológicos para algunas cuencas de la vertiente Atlántica de

Costa Rica

Estos valores si bien útiles, deben ser utilizados con cuidado dado que su cálculo se efectuó

en la década de 1970 y se contaba en cada área de drenaje con un porcentaje de bosque

virgen del 100%.

Así pues, sería normal asumir que este porcentaje de bosque virgen haya disminuido un

tanto a lo largo de los años, ocasionando una disminución también en la capacidad de

retención de la cuenca y un aumento en la capacidad de escurrimiento, traduciéndose esto

en un probable aumento del Cp y un disminución del Ct.

Teniendo esto en consideración, y conociendo como se presentó anteriormente que el

porcentaje de bosque virgen en la cuenca en estudio es de 90.5%, se pueden aproximar los

valores de Ct y Cp que se muestran en el siguiente cuadro:

Cuadro 22. Valores de Ct y Cp aproximados para la cuenca del río Toro Amarillo.

RÍO ESTACIÓN A (Km2) L (Km) Lc (Km) S (%) tp (h) BOSQUE (%) Ct Cp

Reventazón Cordoncillal 254 29.7 13.6 7.15 1.75 100 0.80 0.22

Reventazón Tapantí 190 21.2 7 8.3 1.25 100 0.85 0.25

Pejibaye Oriente 226 25.1 10.6 7.15 1.50 100 0.80 0.37

RÍO ESTACIÓN A (Km2) L (Km) Lc (Km) S (%) tp (h) BOSQUE (%) Ct Cp

Reventazón Cordoncillal 254 29.7 13.6 7.15 1.75 100 0.80 0.22

Reventazón Tapantí 190 21.2 7 8.3 1.25 100 0.85 0.25

Pejibaye Oriente 226 25.1 10.6 7.15 1.50 100 0.80 0.37

Toro Amarillo Puente Ruta 32 146.2 37.9 20.8 5.8 2.07 90.5 0.70 0.32

94

El tiempo al pico mostrado en el cuadro anterior, se calculó con la modificación de la Ec. 2-22

al incluir la pendiente del cauce S (expresada en m/Km) como se muestra:

Ec. 5-5

Este tiempo al pico de 2.07 horas, se utilizó como tiempo de desfase para el cálculo de los

hidrogramas de creciente.

En cuanto al método del SCS, para el cálculo del Número de Curva (CN), se debe tomar en

cuenta la cobertura de la cuenca, y efectuar un ponderado de números de curva. Para ello,

se supone un tipo de suelo B, tomando en cuenta la descripción geotécnica de la cuenca

realizada en la Sección 3.5 y una humedad antecedente del tipo húmeda (P > 5.0 cm.).

Con esta información, y con los números de curva mostrados en el Cuadro 2 se calcula el

siguiente CN:

Cuadro 23. Número de curva ponderado.

Una vez definido el CN, se sabe que:

Y, se puede suponer que las pérdidas iniciales son:

Teniéndose esta información, se procedió a calcular los hidrogramas de creciente para 25, 50

y 100 años de periodo de retorno y para las distribuciones de las cuatro estaciones con las

que se iba a trabajar (El Humo, El Llano, Oriente y Cañón) y se obtuvieron los siguientes

caudales pico:

DESCRIPCIÓN DE LA CUBIERTA ESTADO SUELO CN % COBERTURA

Bosque virgen Bueno B 55 0.905

Pastos Bueno B 61 0.066

Superficie impermeable - B 74 0.019

Cultivos Regular B 81 0.011

56.1

74.6CN (III) PONDERADO

CN (II) PONDERADO

95

Cuadro 24. Cuadro resumen caudales pico utilizando distintas distribuciones de precipitación.

Se tomaron entonces, los valores respectivos a las estaciones Cañón y Oriente y se

compararon sus hidrogramas, superponiendo uno sobre el otro como se muestra:

Figura 37 . Superposición de hidrogramas de creciente para T=25 años.

ESTACIÓN Periodo de retorno (años) Qp (m3/s)

25 634.3

50 722.1

100 796.1

25 612.2

50 694.0

100 762.9

25 548.1

50 630.3

100 706.2

25 515.5

50 589.4

100 651.9

Cañón

El Humo

El Llano

Oriente

0

100

200

300

400

500

600

700

0 500 1000 1500 2000

Cau

dal

(m

3/s

)

Tiempo (min)

CAÑÓN T= 25 AÑOS

ORIENTE T= 25 AÑOS

96

Figura 38. Superposición de hidrogramas de creciente para T=50 años.

Figura 39. Superposición de hidrogramas de creciente para T=100 años.

0

100

200

300

400

500

600

700

800

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000

Cau

dal

(m

3/s

)

Tiempo (min)

CAÑÓN T= 50 AÑOS

ORIENTE T= 50 AÑOS

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000

Cau

dal

(m

3/s

)

Tiempo (min)

CAÑÓN T= 100 AÑOS

ORIENTE T= 100 AÑOS

97

Como se muestra en las tres figuras anteriores, si bien el caudal pico obtenido con la

distribución de la precipitación de la estación Cañón es aproximadamente un 25% mayor a

los obtenidos utilizando la distribución de la estación Oriente, para los tres periodos de

retorno en consideración, el hidrograma de creciente es mucho más sostenido a lo largo del

tiempo para la distribución de oriente en cada periodo de retorno.

Esto podría ser un factor importante al momento de diseñar contra la socavación, dado que

está será mayor ante una magnitud de caudal que sea sostenida durante mayor tiempo; sin

embargo, dado que en este estudio no se considera el flujo no-permanente y teniendo en

cuenta que el volumen transportado es prácticamente el mismo (ver Cuadro 25) se utilizarán

los resultados obtenidos utilizando la estación Cañón.

Cuadro 25. Volúmenes transportados para distintos periodos de retorno, según los

hidrogramas dados por las estaciones Cañón y Oriente.

Así pues, los hidrogramas de creciente obtenidos se muestran a continuación:

ESTACIÓN Periodo de retorno (años) V (m3)

25 3.06E+07

50 3.52E+07

100 3.91E+07

25 3.06E+07

50 3.52E+07

100 3.91E+07

Cañón

Oriente

98

Figura 40. Hidrograma de creciente para T=25 años utilizando la distribución de la

precipitación de la estación Cañón.


precipitación de la estación Cañón.

99

Figura 42. Hidrograma de creciente para T=100 años utilizando la distribución de la precipitación de la estación Cañón.

Los hidrogramas de creciente obtenidos con las distribuciones temporales de precipitación de

las demás estaciones se muestran en el Anexo A-5.

Además, se realizó un proceso similar para encontrar el caudal formativo o caudal a cauce

lleno. Sin embargo, en este caso los periodos de retorno de interés eran de uno y medio,

dos, dos y medio, tres y cinco años. Dichos resultados se muestran a continuación y los

mismos serán utilizados para realizar los cálculos de socavación.

Cuadro 26. Cuadro resumen caudales pico para distintos periodos de retorno.

T (años) QP (m3/s)

1.5 261.3

2.0 313.0

2.5 345.9

3.0 375.0

5.0 439.4

100

CAPÍTULO 6 MODELADO HIDRÁULICO

6.1 Generalidades

Resulta necesario conocer si los caudales de diseño calculados anteriormente pueden pasar

por la abertura del puente de manera óptima, sin producir daños ni comprometer la

estructura y las condiciones de servicio del puente ni tampoco propiciar daños en el ambiente

en el cual se encuentra inmerso.

Para esto, se precisa encontrar los niveles máximos y las velocidades de flujo presentes en

distintas secciones transversales del cauce del río Toro Amarillo, incluyendo las secciones de

aguas arriba y aguas abajo del puente.

Como se mencionó anteriormente, dichos cálculos se realizaron utilizando el software HEC-

RAS para condiciones de flujo permanente basadas en el flujo gradualmente variado.

6.2 Análisis hidráulico utilizando el HEC-RAS

Para realizar el análisis hidráulico, se contó con secciones transversales generadas en dos

momentos distintos (setiembre del 2010 y julio del 2011) y realizadas por dos profesionales

distintos. Como se mencionó anteriormente, esto viene a resultar en una limitante pues no

sólo los profesionales a cargo de los estudios tienen distintos criterios sino que también el

cauce del río, y consecuentemente sus secciones transversales varían de un momento al otro

debido al dinamismo del cauce y a la intervención del ser humano.

101

En total, se cuenta con 24 secciones transversales distintas. De éstas, 16 fueron realizadas

en el levantamiento de setiembre del 2010 en un tramo de poco más de 1500 m y las

restantes ocho secciones o perfiles se levantaron en julio del 2011 en un tramo de unos 560

m.

En la Figura 43 se muestran en detalle las secciones contempladas para el análisis.

Para el modelo hidráulico, se ingresaron dichas secciones transversales, incluidas las

secciones que se deben generar al momento de incluir un puente en el análisis (tal como se

explica en la sección 2.4.2 del presente trabajo). El tramo total del cauce con el que se

cuenta, es de 2300 m.

Las secciones de aguas arriba y aguas abajo del puente, se realizaron basándose en los

planos constructivos proporcionados por la Sección de Puentes del MOPT (ver Anexo A-3). Si

bien en ellos se muestran un total de tres pilas y dos bastiones, para efectos del modelo solo

se muestra el bastión de la margen izquierda y las pilas 3 y 2 como se muestra en la Figura

45. Esto pues, la geometría del cauce se ve contraída secciones aguas arriba del puente y la

sección efectiva propiamente en la abertura del puente, es mucho menor en longitud que el

puente en sí.

Para definir las condiciones de frontera, en el análisis de flujo permanente que se realizó, se

utilizaron las pendientes de los extremos de aguas arriba (S= 0.0263) y aguas abajo (S=

0.0233) del tramo, para la profundidad normal. Además se generaron perfiles para 25, 50 y

100 años de periodo de retorno para obtener los caudales de diseño. Se utilizaron

rugosidades con valores de 0.040 para las márgenes y de 0.035 para el canal principal

102

Figura 43. Levantamientos de secciones transversales del tramo del cauce sobre el río Toro Amarillo.

103

Figura 44. Secciones de aguas arriba y aguas abajo del puente utilizadas en el modelo hidráulico.

Cabe destacar que para la estimación de las profundidades de socavación, se realizó el

análisis de flujo permanente para uno y medio, dos y dos y medio años de periodo de retorno

para conocer el caudal a cauce lleno o caudal formativo.

A continuación se presentan los resultados obtenidos para periodos de retorno de 25, 50 y

100 años. Además se hace especial mención en los resultados obtenidos en la sección aguas

arriba del puente. En el Anexo A-7 se pueden observar con mayor detalle la totalidad de

resultados.

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180285

290

295

300

305

310

RS=37.5 Upstream (Bridge)

Ele

vation

(m

)

Legend

Ground

Ineff

Bank Sta

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180285

290

295

300

305

310

RS=37.5 Downstream (Bridge)

Station (m)

Ele

vation

(m

)

104

6.2.1 Periodo de retorno de 25 años

Cuadro 27. Resultados del modelo hidráulico para un periodo de retorno de 25 años.

Figura 45. Resultados para un periodo de retorno de 25 años en la sección del puente

(aguas arriba).

1 335.09 337.37 337.86 339.04 0.026315 6.32 114.19 79.71 1.59

2 333.09 335.64 335.91 336.89 0.017070 5.24 130.12 80.02 1.29

3 331.09 332.29 332.74 333.8 0.050353 5.45 116.34 148.1 1.96

4 329.09 330.62 330.67 331.28 0.013071 3.60 176.22 151.57 1.07

5 323.09 325.55 325.55 326.2 0.012031 3.37 179.66 137.75 1.02

6 320.09 321.95 322.46 323.81 0.050727 6.05 104.82 143.13 2.02

7 316.59 318.33 318.57 319.21 0.028071 4.29 154.31 189.6 1.49

8 313.09 316.57 316.61 317.51 0.010596 4.29 147.75 93.33 1.03

9 311.09 312.84 313.47 315.1 0.066984 6.66 95.19 110.77 2.29

10 308.59 310.64 310.84 311.52 0.017751 4.35 158.78 147.86 1.25

11 304.09 305.65 306.39 308.22 0.068109 7.09 89.41 96.21 2.35

12 302.09 304.19 304.36 305.01 0.014147 4.02 161.45 165 1.13

13 298.09 299.64 300.37 302.19 0.062555 7.08 89.56 90.64 2.27

14 295.09 297.74 298.04 299.2 0.014837 5.37 119.76 66.1 1.22

15 293.59 297.38 296.67 297.96 0.003784 3.38 187.87 68.79 0.65

16 293.59 296.39 296.39 297.4 0.008779 4.55 146.94 71.7 0.96

17 289.43 291.9 292.77 294.63 0.028053 7.31 86.72 58.24 1.69

18 288.33 292.4 292.4 293.64 0.009049 4.93 128.71 64.52 1.00

19 287.36 289.68 290.31 291.96 0.025153 6.69 94.88 66.92 1.58

20 285.47 287.61 288.1 289.43 0.022312 5.97 106.33 61.49 1.45

21 282.71 284.9 285.54 286.93 0.023232 6.31 100.51 56.96 1.52

22 280.57 283.08 283.72 285.37 0.024975 6.71 94.49 50.39 1.56

23 280.08 282.35 282.84 284.25 0.019664 6.10 104.03 53.55 1.40

24 276.68 279.44 280.13 281.73 0.030538 6.70 94.73 60.05 1.70

No.

FROUDE

ELEVACIÓN

ENERGÉTICA

(m.s.n.m.)

PENDIENTE

ENERGÉTIC

A (m/m)

VELOCIDAD

MEDIA

(m/s)

ÁREA DE

FLUJO

(m2)

ANCHO

(m)SECCIÓN

ELEVACIÓN

MÍNIMA

(m.s.n.m.)

ELEVACIÓN

SUPERFICIE DE

AGUA

ELEVACIÓN DE

FLUJO

CRÍTICO

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180285

290

295

300

305

310

Toro Amaril lo Plan: Prueba1 18/01/2012 Puente sobre el rio Toro Amarillo

Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

Crit PF 1

WS PF 1

0 m/s

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

105

Cuadro 28. Resultados del modelo hidráulico en la sección del puente (aguas arriba) para un periodo de retorno de 25 años.



Nivel Energético (m) 294.02 DESCRIPCIÓN M.I. Canal M.D.

Nivel de Agua (m) 292.57 Área de Flujo (m2) 118.91

Nivel Crítico de Agua (m) 292.77 Área (m2) 133.66

Pendiente de Energía (m/m) 0.01145 Caudal (m3/s) 634.3

Caudal Total (m3/s) 634.3 Espejo de Agua (m) 65.49

Espejo de Agua (m) 65.49 Velocidad Promedio (m/s) 5.33

Velocidad Total (m) 5.33 Profundidad Hidráulica (m) 2.34

Profundidad Máx. del Canal (m) 3.14 Esfuerzo Cortante (N/m2) 258.75

Elevación Mín. del Canal (m) 289.43 Volumen Acum (1000 m3) 56.63

1 335.09 337.5 338.03 339.3 0.026314 6.51 124.68 81.07 1.61

2 333.09 335.79 336.08 337.14 0.017025 5.43 142.09 81.61 1.30

3 331.09 332.35 332.85 334.03 0.050859 5.75 125.54 148.54 2.00

4 329.09 330.71 330.79 331.45 0.013341 3.81 189.57 152 1.09

5 323.09 325.68 325.68 326.37 0.011745 3.51 197.13 140.38 1.02

6 320.09 322.04 322.56 324.03 0.049296 6.26 115.39 148.94 2.02

7 316.59 318.38 318.67 319.38 0.029226 4.56 165.13 190.23 1.53

8 313.09 316.79 316.8 317.74 0.009883 4.33 166.83 99.55 1.01

9 311.09 312.91 313.6 315.4 0.069717 6.99 103.25 115.12 2.36

10 308.59 310.73 310.96 311.7 0.018075 4.59 171.39 148.46 1.28

11 304.09 305.76 306.52 308.43 0.064159 7.23 99.86 99.83 2.31

12 302.09 304.27 304.47 305.19 0.014748 4.27 175.01 165 1.17

13 298.09 299.76 300.51 302.37 0.057600 7.17 100.74 94.11 2.21

14 295.09 297.91 298.28 299.5 0.014610 5.61 131.03 67.82 1.22

15 293.59 297.6 296.87 298.24 0.003862 3.56 202.78 69.37 0.66

16 293.59 296.57 296.57 297.67 0.008708 4.75 160.09 71.7 0.96

17 289.43 292.12 293.02 294.96 0.026628 7.47 96.72 60.59 1.66

18 288.33 292.65 292.65 293.97 0.008933 5.10 141.65 66.93 1.00

19 287.36 289.86 290.5 292.3 0.025030 6.92 104.29 69.54 1.60

20 285.47 287.75 288.3 289.77 0.022627 6.29 114.78 61.79 1.47

21 282.71 285.06 285.74 287.27 0.022931 6.59 109.64 57.65 1.52

22 280.57 283.25 283.95 285.74 0.024332 6.99 103.29 50.63 1.56

23 280.08 282.5 283.06 284.62 0.020172 6.45 111.9 53.77 1.43

24 276.68 279.58 280.34 282.08 0.030235 7.00 103.15 60.67 1.71

SECCIÓN

ELEVACIÓN

MÍNIMA

(m.s.n.m.)

ELEVACIÓN

SUPERFICIE DE

AGUA

ELEVACIÓN DE

FLUJO

CRÍTICO

No.

FROUDE

ELEVACIÓN

ENERGÉTICA

(m.s.n.m.)

PENDIENTE

ENERGÉTIC

A (m/m)

VELOCIDAD

MEDIA

(m/s)

ÁREA DE

FLUJO

(m2)

ANCHO

(m)

106

Figura 46. Resultados para un periodo de retorno de 50 años en la sección del puente

(aguas arriba).


0 20 40 60 80 100 120 140 160 180285

290

295

300

305

310


Station (m)

Ele

vation

(m

)Legend

EG PF 2

Crit PF 2

WS PF 2

0 m/s

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04










107




1 335.09 337.60 338.15 339.50 0.026316 6.66 133.17 82.15 1.62

2 333.09 335.91 336.22 337.34 0.017009 5.58 151.78 82.87 1.31

3 331.09 332.40 332.93 334.22 0.051179 5.99 133.01 148.90 2.02

4 329.09 330.78 330.87 331.59 0.013575 3.98 200.17 152.33 1.11

5 323.09 325.78 325.78 326.51 0.011600 3.63 211.03 142.45 1.02

6 320.09 322.64 322.64 323.28 0.009281 3.71 236.24 179.45 0.95

7 316.59 318.13 318.75 320.55 0.106261 7.10 117.61 187.46 2.78

8 313.09 316.95 316.95 317.93 0.009577 4.39 181.41 104.07 1.00

9 311.09 312.97 313.70 315.62 0.070590 7.21 110.48 118.89 2.39

10 308.59 310.79 311.00 311.85 0.018334 4.78 181.48 148.93 1.30

11 304.09 305.85 306.64 308.59 0.061474 7.34 108.49 102.73 2.28

12 302.09 304.34 304.57 305.34 0.015194 4.47 185.75 165.00 1.19

13 298.09 299.85 300.64 302.52 0.054404 7.24 109.92 96.87 2.17

14 295.09 298.04 298.48 299.74 0.014409 5.80 140.41 69.22 1.23

15 293.59 297.77 297.02 298.47 0.003922 3.71 214.81 69.84 0.67

16 293.59 296.72 296.72 297.89 0.008623 4.91 170.91 71.70 0.97

17 289.43 292.29 293.22 295.22 0.025705 7.59 104.90 62.44 1.65

18 288.33 292.85 292.85 294.23 0.008750 5.21 152.87 68.95 1.00

19 287.36 290.00 290.64 292.58 0.025016 7.12 111.89 71.58 1.61

20 285.47 287.86 288.47 290.04 0.022776 6.54 121.75 62.05 1.49

21 282.71 285.18 285.90 287.54 0.022768 6.81 116.98 58.21 1.53

22 280.57 283.39 284.14 286.04 0.023810 7.21 110.49 50.74 1.56

23 280.08 282.62 283.24 284.93 0.020569 6.73 118.21 53.95 1.45

24 276.68 279.69 280.50 282.37 0.030083 7.24 109.93 61.18 1.72

SECCIÓN

ELEVACIÓN

MÍNIMA

(m.s.n.m.)

ELEVACIÓN

SUPERFICIE DE

AGUA

ELEVACIÓN DE

FLUJO

CRÍTICO

No.

FROUDE

ELEVACIÓN

ENERGÉTICA

(m.s.n.m.)

PENDIENTE

ENERGÉTIC

A (m/m)

VELOCIDAD

MEDIA

(m/s)

ÁREA DE

FLUJO

(m2)

ANCHO

(m)

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180285

290

295

300

305

310


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 3

Crit PF 3

WS PF 3

0 m/s

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

108


6.2.4 Caudal dominante: Periodo de retorno de 1.5 años

Cuadro 33. Resultados del modelo hidráulico para un periodo de retorno de 1.5 años.










1 335.09 336.69 337.01 337.76 0.026323 5.08 62.38 73.97 1.51

2 333.09 334.86 335.03 335.62 0.017551 4.15 71.00 71.67 1.23

3 331.09 331.95 332.18 332.7 0.042538 3.83 68.27 130.38 1.69

4 329.09 330.12 330.12 330.47 0.014043 2.60 100.51 149.17 1.01

5 323.09 324.55 325.09 327.09 0.084387 7.07 36.98 77.76 2.54

6 320.09 321.69 321.83 322.29 0.022640 3.43 76.20 126.63 1.30

7 316.59 317.90 318.10 318.68 0.043573 3.92 66.64 148.45 1.71

8 313.09 315.39 315.53 316.19 0.014932 3.97 65.77 56.05 1.15

9 311.09 312.44 312.80 313.56 0.049050 4.68 55.81 87.33 1.87

10 308.59 310.18 310.27 310.64 0.016596 3.09 91.67 144.65 1.12

11 304.09 305.11 305.63 307.06 0.105856 6.19 42.25 77.77 2.68

12 302.09 303.58 303.58 304.03 0.012657 2.95 88.60 100.73 1.00

13 298.09 299.05 299.58 301.06 0.101377 6.27 41.66 72.74 2.65

14 295.09 296.90 297.00 297.65 0.014463 3.83 68.24 56.93 1.12

15 293.59 296.28 295.65 296.55 0.003144 2.30 113.62 65.56 0.56

16 293.59 295.39 295.39 296.01 0.010850 3.49 75.78 65.83 0.98

17 289.43 290.85 291.43 292.68 0.035307 5.99 43.59 36.58 1.75

18 288.33 291.07 291.07 291.86 0.010492 3.94 66.28 46.65 1.00

19 287.36 288.77 289.15 290.08 0.025402 5.08 51.47 44.38 1.49

20 285.47 286.90 287.09 287.77 0.018462 4.12 63.44 56.10 1.24

21 282.71 284.03 284.40 285.27 0.028282 4.93 53.02 50.74 1.54

22 280.57 282.23 282.58 283.49 0.027761 4.97 52.56 48.28 1.52

23 280.08 281.62 281.74 282.44 0.015153 4.01 65.15 52.43 1.15

24 276.68 278.32 278.93 280.16 0.031928 6.02 43.44 33.54 1.69

PERFIL

ELEVACIÓN

MÍNIMA

(m.s.n.m.)

ELEVACIÓN

SUPERFICIE DE

AGUA

ELEVACIÓN DE

FLUJO

CRÍTICO

No.

FROUDE

ELEVACIÓN

ENERGÉTICA

(m.s.n.m.)

PENDIENTE

ENERGÉTIC

A (m/m)

VELOCIDAD

MEDIA

(m/s)

ÁREA DE

FLUJO

(m2)

ANCHO

(m)

109

Figura 48. Resultados para un periodo de retorno de 1.5 años en la sección del puente

(aguas arriba).

Cuadro 34. Resultados del modelo hidráulico en la sección del puente (aguas arriba) para

un periodo de retorno de 1.5 años.

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180285

290

295

300

305

310


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 4

WS PF 4

Crit PF 4

3.6 m/s

3.7 m/s

3.8 m/s

3.9 m/s

4.0 m/s

4.1 m/s

4.2 m/s

4.3 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04








Profundidad Máx. del Canal (m) 2.00 Esfuerzo Cortante (N/m2) 161


110

CAPÍTULO 7 ESTIMACIÓN DE LA SOCAVACIÓN

7.1 Generalidades

Se procede a estimar las profundidades de una posible socavación del lecho del cauce,

producidas por el fenómeno de contracción y por los procesos erosivos generados localmente

en pilas y bastiones con el fin de evaluar la vulnerabilidad del puente a dicho fenómeno.

Estos cálculos se realizarán tomando en consideración los resultados obtenidos en el

modelado hidráulico para tormentas de diseño de 25, 50 y 100 años de periodo de retorno.

Además, como se comentó con anterioridad, se utilizarán resultados obtenidos mediante el

modelado hidráulico para uno y medio (1.5) años de periodo de retorno para definir el caudal

formativo tan determinante en temas relacionados con la socavación.

Los métodos empleados para la estimación de la socavación por contracción y local en pilas y

bastiones fueron explicados en la Sección 2.6 del presente estudio.

7.2 Socavación general o por contracción

Para encontrar las profundidades de socavación debidas al fenómeno de contracción en el

puente de la Ruta No. 32 sobre el río Toro Amarillo, se emplearon cuatro métodos distintos.

Dichos métodos fueron discutidos con anterioridad en la Sección 2.7 del presente estudio.

7.2.1 Método 1: Caudal-intensidad

Paso 1: Para calcular el caudal a cauce lleno (Qi) se realizó un proceso similar al

efectuado para calcular los caudales de diseño de 25, 50 y 100 años. En este caso, se

tomo como periodo de retorno un año y medio, dado que comúnmente, el caudal

formativo o caudal a cauce lleno se alcanza para este tipo de periodos de retorno según

Martín (1997).

111

Así pues, se cuenta con un caudal formativo de:

Se utiliza dicho caudal para generar perfiles de flujo y calcular las profundidades promedio

(yi) en un tramo de aproximación al puente, mediante el modelo hidráulico generado con

el HEC-RAS anteriormente.

Dicha profundidad promedio se expresa a continuación:

Para el tramo de aproximación se utilizaron tanto secciones transversales aguas arriba de

la sección del puente, como aguas abajo. Dicho canal de aproximación consta de

secciones en las cuales el ancho del cauce no se ha contraído debido al efecto del puente,

y comienza en la sección transversal No. 13 hasta la No. 16 aguas arriba del puente, y

continúa en las secciones transversales No. 19 hasta la No. 24 aguas abajo del puente.

Paso 2: Se calcula la intensidad promedio del caudal qi en el tramo sin contracción aguas

arriba para condiciones de cauce lleno o máximo caudal sin que se presente el rebalse:

Para este método, los anchos se calculan a una profundidad igual a la mitad de la

profundidad del flujo, tal y como se muestra en la Figura 10 en la Sección 2.7.

Paso 3: Para las avenidas de diseño, se calculan las intensidades del caudal qf en la

abertura del puente, según la Ec. 2-34. Los resultados se muestran en el siguiente

cuadro:

112

Cuadro 35. Calculo de intensidad de caudal qf en la abertura del puente.

En este cuadro, los valores de yf-sup representan la profundidad socavada supuesta

inicialmente, y corregida en un proceso iterativo después de realizar el Paso 4. Los

anchos calculados a la mitad de dicha profundidad socavada supuesta, se estiman

suponiendo que el canal principal que atraviesa la abertura del puente, que tiene una

forma que se puede tomar como trapezoidal, conserva sus pendientes de taludes y se

ensancha conforme se socava.

Paso 4: Se calcula la profundidad promedio socavada según la Ec. 2-35. Así, y una vez

hayan convergido las suposiciones iniciales realizadas en el Paso 3, con los resultados de

este paso, se presentan los siguientes valores:

Cuadro 36. Calculo de profundidad socavada promedio y profundidad promedio de socavación.

Cabe mencionar que el exponente m, de la Ec. 2-35, se toma como 0.85 por recomendación

de la TAC (2004), dado que se presentan gravas gruesas en el lecho del río.

T (años) Q (m3/s) yf-sup (m) yf-sup /2 (m) Wo (m) qf (m3/s/m)

25 634.3 3.40 1.70 40.9 15.5

50 722.1 3.70 1.85 41.9 17.2

100 796.1 3.90 1.95 43.6 18.3

T (años) yi (m) ynormal (m) qf/qi (m3/s/m) m yf (m) ysocavación (m)

25 1.63 3.14 2.379 0.85 3.41 0.27

50 1.63 3.39 2.644 0.85 3.72 0.33

100 1.63 3.58 2.801 0.85 3.91 0.33

113

7.2.2 Método 2: Velocidad media

Este método compara la velocidad media del flujo en el canal de aproximación, con la

velocidad media del flujo en la abertura del puente. Así, de tenerse una mayor velocidad

media en la abertura del puente, esto indicaría un eventual riesgo de socavación por

contracción.

Se procedería entonces a variar la sección transversal en la cara de aguas arriba del puente,

hasta conseguir aumentar el área de flujo para que la velocidad media sea muy similar o

igual a la del canal de aproximación. Este aumento de área de flujo vendría acompañado de

un aumento en la profundidad y un posible ensanchamiento de la sección producidos pues,

por la socavación.

Sin embargo, como se muestra a continuación, los promedios de las velocidades medias en el

canal de aproximación del puente, para 25, 50 y 100 años de periodo de retorno, son

mayores a las velocidades medias que se presentan en la abertura del puente:

Cuadro 37. Velocidades medias en canal de aproximación al puente.

25 AÑOS 50 AÑOS 100 AÑOS

13 7.08 7.17 7.24

14 5.37 5.61 5.80

15 3.38 3.56 3.71

16 4.55 4.75 4.91

19 6.69 6.92 7.12

20 5.97 6.29 6.54

21 6.31 6.59 6.81

22 6.71 6.99 7.21

23 6.10 6.45 6.73

24 6.70 7.00 7.24

PROMEDIO (m/s) 5.89 6.13 6.33

SECCIÓNVELOCIDAD MEDIA (m/s)

114

Cuadro 38. Velocidades medias y profundidades de flujo en la abertura del puente.

Por lo tanto, el método de velocidad-media nos indica que no existen problemas de

socavación.

7.2.3 Método 3: Velocidad competente

Con este método se supone que, la socavación por contracción se continuará hasta el

momento en que la velocidad media en la abertura del puente e reduzca hasta un valor

apenas necesario para erosionar el material del lecho expuesto al nivel de socavación.

Paso 1: El Cuadro 38, muestra las velocidades medias en la abertura del puente para

diferentes periodos de retorno. Además, del muestreo superficial efectuado, se conoce

que el promedio del diámetro característico de partícula, D50, es de 180 mm.

Paso 2: Dado que se tienen materiales de tipo granular (gravas gruesas, cantos y rocas)

se utilizan los parámetros respectivos al tamaño de partícula, D50, y las profundidades del

flujo, para junto a la Figura 11 del presente trabajo, estimar las velocidades competentes,

las cuales se muestran en el siguiente cuadro:

Cuadro 39. Velocidades competentes para distintos periodos de retorno.

Paso 3: Suponiendo que la sección del canal principal en la abertura del puente,

permanece con la forma trapezoidal que se presenta según las secciones transversales,

se procede a estimar la profundidad tal que, conservando la pendiente de los cortes y

aumentando el ancho de fondo, garantice que se aumente el área de flujo de la sección

de tal forma que la velocidad se disminuya hasta ser igual a la velocidad competente.

T (años) Vmedia (m/s) ynormal (m)

25 5.33 3.14

50 5.49 3.39

100 5.61 3.58

T (años) Vcompetente (m/s)

25 3.30

50 3.50

100 3.75

115

Para ello se sabe que:

Ec. 7-1

Ec. 7-2

Donde, A es el área de flujo de la sección, b es el ancho de fondo, z es la pendiente de

los taludes, y es la profundidad socavada, Q es el caudal de diseño y v representa la

velocidad competente en este caso.

En el siguiente cuadro se resumen los resultados obtenidos:

Cuadro 40. Profundidades de socavación según el método de la velocidad competente.

7.2.4 Método 4: Ecuaciones del U.S. Federal Highway Administration (FHWA)

Como se describe en la sección 2.7.1, este método distingue entre cuatro casos particulares.

Aun más, distingue entre socavación de agua-clara y socavación de lecho-vivo. Para saber

cual caso se presenta en el puente del río Toro Amarillo, se debe conocer si el flujo es de

agua-clara o lecho-vivo.

Sin embargo, según el método de la FHWA, para casos en los que el material del lecho se

componga de sedimentos gruesos (como en este caso), se debe calcular la socavación tanto

para agua-clara como para lecho-vivo, y escoger la profundidad menor para el diseño.

25 50 100

Q (m3/s) 634.30 722.10 796.10

vcompetente (m/s) 3.30 3.50 3.75

A (m2) 192.2 206.3 212.3

b(m) 26.0 27.0 28.0

z 4.13 4.13 4.13

ysocavada (m) 4.37 4.52 4.54

ynormal (m) 3.14 3.39 3.58

ysocavación (m) 1.23 1.13 0.96

PARÁMETROT (años)

116

Se supone un valor de k=0.64 para utilizar la Ec. 2-36 de socavación de lecho-vivo. Una vez

definida la constante k, se procede a realizar el cálculo de la socavación tanto para lecho-vivo

como para agua-clara. Los resultados se muestran a continuación.

Cuadro 41. Valores de constante k según el modo de transporte de sedimentos.

Cuadro 42. Cálculo de profundidad de socavación de lecho-vivo.

Cuadro 43. Cálculo de profundidad de socavación de agua-clara.

Como se muestra en los cuadros anteriores, bajo el método de la FHWA se tiene que no

existen problemas de socavación en el puente del río Toro Amarillo, bajo las condiciones

dadas.

V*/ω k Modo de transporte de sedimentos

<0.50 0.59 Principalmente caudal sólido de fondo

0.50 - 2.0 0.64 Material suspendido y de fondo

>2.0 0.69 Principalmente caudal sólido suspendido

Canal Principal Canal Principal Canal Principal

y1 (m) 1.63 y1 (m) 1.63 y1 (m) 1.63

Q1 (m3/s) 261.3 Q1 (m

3/s) 261.3 Q1 (m3/s) 261.3

W1 (m) 40.09 W1 (m) 40.09 W1 (m) 40.09

Q2 (m3/s) 634.3 Q2 (m

3/s) 722.1 Q2 (m3/s) 796.1

W2 (m) 50.80 W2 (m) 50.80 W2 (m) 54.40

k 0.64 k 0.64 k 0.64

y2 (m) 3.00 y2 (m) 3.35 y2 (m) 3.48

ynormal (m) 3.14 ynormal (m) 3.39 ynormal (m) 3.58

ysocavación (m) -0.14 ysocavación (m) -0.04 ysocavación (m) -0.10

PARÁMETROT= 100 AÑOS



Canal Principal Canal Principal Canal Principal

Q2 (m3/s) 634.3 Q2 (m

3/s) 722.1 Q2 (m3/s) 796.1

W2 (m) 50.80 W2 (m) 50.80 W2 (m) 54.40

g (m/s2) 9.81 g (m/s2) 9.81 g (m/s2) 9.81

D50 (mm) 180.0 D50 (mm) 180.0 D50 (mm) 180.0

Dm (mm) 225.0 Dm (mm) 225.0 Dm (mm) 225.0

y2 (m) 0.38 y2 (m) 0.43 y2 (m) 0.44

ynormal (m) 3.14 ynormal (m) 3.39 ynormal (m) 3.58

ysocavación (m) -2.76 ysocavación (m) -2.96 ysocavación (m) -3.14




117

7.3 Socavación local en pilas y bastiones

Se emplean los métodos de Melville (1997) y FHWA (1995), discutidos en la sección 2.7.2,

para estimar la socavación local en pilas 2 y 3 y en el bastión de la margen izquierda del

cauce del río Toro Amarillo, esto pues, al verse contraída la sección hidráulica en la abertura

del puente, son estas pilas y este bastión los que interactúan con el flujo normal del río. A

continuación se muestran los resultados.

7.3.1 Método de Melville (1997)

En el puente del río Toro Amarillo, se cuenta con tres pilas con un ancho de 1.60 m cada una

(ver Anexo A-3). Ahora bien, las placas de cada una de estas pilas si son distintas, lo cual es

un punto a tener en consideración en caso de presentarse profundidades de socavación

considerables que puedan comprometer las fundaciones del puente.

Primero es necesario calcular la profundidad máxima de socavación bajo el nivel fijo, ds,

mediante las relaciones iniciales y/b y ds/b y el Cuadro 4 mostrados en la sección 2.7.2.

En el siguiente cuadro se muestran los resultados obtenidos mediante la fórmula del Cuadro

4 en la cual, ds= 2.4b para relaciones de y/b mayores a 1.4. Así se tiene que:

Cuadro 44. Cálculo de profundidad máxima de socavación bajo el nivel fijo para las pilas

del puente sobre el río Toro Amarillo.

Cuadro 45. Cálculo de profundidad máxima de socavación bajo el nivel fijo para el bastión

de la margen izquierda del puente sobre el río Toro Amarillo.

Seguidamente se calculan las variables adimensionales correspondientes a los constantes-k

ya mencionadas anteriormente.

T (años) y (m) b (m) y/b ds (m)

25 2.50 1.60 1.56 3.84

50 2.66 1.60 1.66 3.84

100 2.79 1.60 1.74 3.84

T (años) y (m) L (m) y/L ds (m)

25 0.45 19.80 0.02 6.0

50 0.58 19.80 0.03 6.8

100 0.67 19.80 0.03 7.3

118

El factor kd relaciona el ancho de la pila o longitud proyectada del bastión, con el diámetro

característico del material de fondo. Si la razón b/D50 ó L/D50 excede 25 entonces kd se toma

como uno. De lo contrario se utiliza el gráfico de la Figura 8 para calcular dicho factor. En el

siguiente cuadro se muestran los valores de kd para las pilas y el bastión de la margen

izquierda del puente.

Cuadro 46. Valores de kd para las pilas y el bastión de la margen izquierda del puente

sobre el río Toro Amarillo.

El factor de forma ks se calcula según el Cuadro 5 de la Sección 2.7.2. Así se tiene:

Cuadro 47. Valores de ks para las pilas y el bastión de la margen izquierda del puente sobre el río Toro Amarillo.

Seguidamente, para definir el valor kθ que es el factor de alineamiento, si bien actualmente y

según los levantamientos topográficos utilizados, el cauce del río atraviesa la abertura del

puente sin ninguna inclinación aparente, vale la pena considerar una leve inclinación en caso

de que el dique que se tiene actualmente sea rebasado y deje de funcionar como fue

previsto.

Así pues, se utiliza una inclinación del flujo respecto al puente de unos 15° sabiendo que la

longitud de las pilas es de 4.00 m y su ancho es de 1.60 m y con el Cuadro 6 e interpolando

se encuentra el valor del factor de alineamiento para las pilas. Ahora bien, para el bastión de

la margen izquierda se supone un ángulo de inclinación de 30°, pues, es este el bastión en el

cual impacta directamente el flujo cuando se ve desalineado por distintas circunstancias.

D50 (m) b/D50 kd

0.18 8.89 0.75

D50 (m) L/D50 kd

0.2 99 1.00

PILAS

BASTIÓN M.I.

FORMA ks

Punta redonda 1.00

FORMA ks


PILAS

BASTIÓN M.I.

119

Los valores escogidos de kθ para las pilas y los bastiones se muestran a continuación:

Cuadro 48. Valores de kθ para las pilas y el bastión de la margen izquierda del puente


Una vez se tengan los valores respectivos a los factores de Melville, se procede a calcular la

profundidad de diseño para la socavación local, siguiendo la Ecuación 2-39, y se obtienen los

resultados mostrados a continuación:

Cuadro 49. Valores de dse para las pilas y el bastión de la margen izquierda del puente


L (m) L/b ° kθ

4.00 2.50 15.00 1.36

L (m) L/b ° kθ

- - 30 0.90

PILAS

BASTIÓN M.I.

25 AÑOS 50 AÑOS 100 AÑOS 25 AÑOS 50 AÑOS 100 AÑOS

kd 0.75 0.75 0.75 1.00 1.00 1.00

ks 1.00 1.00 1.00 0.45 0.45 0.45

kθ 1.36 1.36 1.36 0.90 0.90 0.90

ds (m) 3.84 3.84 3.84 5.97 6.78 7.28

dse (m) 3.92 3.92 3.92 2.42 2.75 2.95

PARÁMETROPILAS BASTIÓN M.I.

120

7.3.2 Procedimiento del FHWA (1995)

7.3.2.1 Pilas

Nuevamente resulta necesario calcular una serie de factores K así como otros parámetros (y

profundidad del flujo de aproximación y el número de Froude Fr aguas arriba de la pila,

parámetros dados por el análisis hidráulico) para poder utilizar la Ecuación 2-40.

Del Cuadro 7, se tiene que el factor de corrección k1 = 1.0 dado que las pilas presentan

formas de punta de tipo redondas.

Suponiendo otra vez, un ángulo de incidencia del flujo θ=15°, para una longitud de pila de

L=4.0 m y un ancho de pila b=1.60 m se tiene que k2= 1.36.

Para definir el factor k3 se considera que la forma de fondo del lecho del cauce es de tipo

plana y/o con flujo de anti-duna, teniéndose que k3 = 1.10 (ver Cuadro 8).

Para calcular el factor k4 se sigue el procedimiento descrito en la Sección 2.7.2 (ver

ecuaciones Ec. 2-43 a la Ec. 2-46), y los resultados se presentan en el cuadro a continuación,

tanto para la margen izquierda como para el canal central:

Cuadro 50. Valores de k4 para las pilas del puente sobre el río Toro Amarillo.

25 50 100 25 50 100

y (m) 2.50 2.66 2.79 y (m) 2.50 2.66 2.79

D50 (m) 0.200 0.200 0.200 D50 (m) 0.180 0.180 0.180

Vc50 (m/s) 4.22 4.26 4.30 Vc50 (m/s) 4.07 4.11 4.15

b (m) 1.60 1.60 1.60 b (m) 1.60 1.60 1.60

Vi (m/s) 2.44 2.46 2.48 Vi (m/s) 2.34 2.36 2.38

V1 (m/s) 5.89 6.13 6.33 V1 (m/s) 5.89 6.13 6.33

D90 (m) 0.690 0.690 0.690 D90 (m) 0.68 0.675 0.675

Vc90 (m/s) 6.37 6.44 6.49 Vc90 (m/s) 6.33 6.39 6.44

VR 0.88 0.92 0.96 VR 0.89 0.94 0.97

k4 0.99 1.00 1.00 k4 0.99 1.00 1.00

PARÁMETROT (años)

MARGEN IZQUIERDA

PARÁMETROT (años)

CANAL PRINCIPAL

121

Una vez se cuente con esta información, se procede a calcular la profundidad de socavación

local por debajo del lecho, según la Ec. 2-40. Los resultados se muestran a continuación:

Cuadro 51. Valores de ds para las pilas del puente sobre el río Toro Amarillo.

7.3.2.2 Bastión de la margen izquierda

Para calcular la socavación local del bastión de la margen izquierda, se sigue el

procedimiento descrito en la sección 2.7.2. Sabiendo que el bastión tiene una forma inclinada

y que el ángulo de incidencia del flujo es de 30°, y el Cuadro 9 y las ecuaciones Ec. 2-47 y

Ec. 2-48 se obtienen los siguientes resultados:

Cuadro 52. Valores de ds en el bastión de la margen izquierda del puente sobre el río Toro

Amarillo.

25 50 100

k1 1.00 1.00 1.00

k2 1.36 1.36 1.36

k3 1.10 1.10 1.10

k4 0.99 1.00 1.00

b 1.60 1.60 1.60

y 2.50 2.66 2.79

Fr 1.43 1.43 1.44

ds (m) 6.49 6.66 6.80

PARÁMETROT (años)

25 50 100

k1 0.55 0.55 0.55

k2 0.87 0.87 0.87

L 19.80 19.80 19.80

y 2.50 2.66 2.79

Fr 1.43 1.43 1.44

ds (m) 9.19 9.49 9.76

PARÁMETROT (años)

122

7.4 Socavación Total

A continuación se presentan dos cuadros resumen; en uno se muestran los resultados

obtenidos para la socavación por contracción, en otro, los respectivos a la socavación local en

pilas y en el bastión de la margen izquierda.

Cuadro 53. Resultados de profundidad de socavación por contracción según los métodos 1

y 2.

Para la socavación local en pilas y en el bastión de la margen izquierda se tienen los

siguientes resultados resumidos:

Cuadro 54. Resultados de profundidad de socavación local según los métodos de Melville y

de la FHWA.

T (años) ynormal (m) yf (m) ysocavación (m)

25 3.14 3.41 0.27

50 3.39 3.72 0.33

100 3.58 3.91 0.33


25 3.14 4.37 1.23

50 3.39 4.52 1.13

100 3.58 4.54 0.96

MÉ

TO

DO

1M

ÉT

OD

O 3

Bastión M.I. Pilas

25 2.42 3.92

50 2.75 3.92

100 2.95 3.92

Bastión M.I. Pilas

25 9.19 6.49

50 9.49 6.66

100 9.76 6.80

T (años)ysocavación (m)

ME

LV

ILL

EF

HW

A


123

Teniendo estas estimaciones de socavación, se decide que, en el caso de la socavación por

contracción se deben utilizar los resultados obtenidos mediante el método del Caudal-

intensidad. Esto pues, si bien el método de la Velocidad competente mostraba resultados

mayores, por lo tanto conservadores, no tomaba en cuenta los parámetros hidráulicos del

flujo en el canal de aproximación. Además, con los Métodos 2 y 3 los resultados fueron nulos,

por lo que se aproximan a los resultados de este método que son bajos.

Así pues, las profundidades de socavación de diseño a utilizar son las que se muestran el

siguiente cuadro:

Cuadro 55. Profundidades de diseño para la socavación por contracción.

En cuanto a la socavación local, los resultados obtenidos por el Método de Melville se

presentan como los más razonables puesto que, partiendo de la evidencia que se tiene en el

campo y en los levantamientos de las secciones transversales del cauce y en específico de las

secciones en el puente, estas profundidades estimadas de socavación local parecen estar

cercanas a la realidad. Aun así, se sigue estando del lado conservador.

Los resultados de las profundidades de diseño para la socavación local son:

Cuadro 56. Profundidades de diseño para la socavación local en pilas y en el bastión de la

margen izquierda.

La Figura 50 muestra gráficamente los resultados de la socavación local en el sitio del

puente.


25 3.14 3.41 0.27

50 3.39 3.72 0.33

100 3.58 3.91 0.33

Bastión M.I. Pilas

25 2.42 3.92

50 2.75 3.92

100 2.95 3.92


124

Figura 49. Gráfico mostrando las profundidades de la socavación total.

125

CAPÍTULO 8 ANÁLISIS DE RESULTADOS

8.1 Generalidades

A continuación se procede a analizar los resultados obtenidos concernientes al área de

drenaje, a la estabilidad del cauce, al modelado hidrológico, al modelado hidráulico y a las

estimaciones de las profundidades máximas de socavación.

8.2 Área de estudio

Se efectuó una caracterización de la morfología, climatología, composición geotécnica de los

suelos y de la cobertura del área de drenaje delimitada hasta el puente sobre el río Toro

Amarillo.

Se calcularon parámetros de forma, de relieve y de la red de drenaje para caracterizar la

morfología de la cuenca del río Toro Amarillo hasta el puente. Dichos resultados se resumen

en el Cuadro 10.

En cuanto a la forma de la cuenca, el valor estimado del índice de compacidad de 1.51 nos

indica que la cuenca presenta una forma alargada.

De los parámetros de relieve se desprende que la cuenca tiene un índice de pendiente del

30% mientras que la pendiente media del cauce es de 5.8%.

Los parámetros de la red de drenaje indican que se tiene una cuenca con una respuesta

rápida a eventos extremos, posibles suelos erosionables, pendientes altas y una gran

capacidad de transporte de sedimentos.

Para la caracterización climatológica de la cuenca, se utilizó la clasificación de zonas de vida

de Holdridge para encontrar que en la cuenca, se presentan cinco zonas de vida distintas.

Dichas zonas de vida son: bosque muy húmedo tropical, bosque muy húmedo tropical

transición a premontano, bosque pluvial montano, bosque pluvial montano bajo y bosque

pluvial premontano.

126

Además, se calcularon los volúmenes de precipitación máxima diaria para las estaciones

meteorológicas utilizadas. Los resultados muestran concordancia con las características del

clima descritas según el modelo de zonas de vida de Holdridge, esto pues, se tienen

volúmenes precipitación altos.

También, se encontraron tres zonas geotécnicas distintas. Hacía la parte alta de la cuenca, se

concentra el suelo volcánico amorfo húmedo, el cual se presenta en la cercanía de edificios

volcánicos comúnmente y se caracteriza por ser blando y colapsable ante una eventual

saturación del terreno. En la parte media alta se encuentra el suelo de tipo roca muy

meteorizada, el cual es de muy baja permeabilidad y de poca profundidad; usualmente se

aprecia como roca alterada superficial. En la parte media y baja de la cuenca, se concentra el

suelo residual de origen volcánico húmedo, los cuales se encuentran alejados del foco de

emisión de cenizas de los volcanes y normalmente son suelos blandos y con buena

permeabilidad.

Por otro lado, el uso del suelo de la cuenca generado, muestra que la cuenca está cubierta

en su mayoría (91%) por bosque virgen, típico de una cuenca de montaña en la cual las

alteraciones o asentamientos producidos por el ser humano se generan comúnmente en las

partes más bajas de la cuenca, y en un porcentaje bajo.

8.3 Estabilidad lateral del cauce

Resultaba importante conocer la estabilidad relativa del cauce que se pudiera presentar en el

sitio del puente sobre el río Toro Amarillo, aunque fuera de manera cualitativa. Para ello se

analizaron distintos parámetros geomorfológicos y el equilibrio dinámico que se pudiera

presentar en las proximidades del puente.

El tamaño del cauce, tomándose como el ancho de las secciones, tiene un promedio de 125

m siendo este un cauce de tamaño mediano, al comparar dicho ancho con la altura de los

bancos. Se cuenta con un régimen hidrológico de tipo perenne, con un canal principal y

márgenes conformados por material grueso (diámetro medio promedio de 160 mm) típico de

un río de montaña con una incisión aparente y con una cobertura boscosa en la mayor parte

de la cuenca.

127

La extracción de material que se presenta a unos 260 m aguas arriba del sitio del puente,

podría generar un desbalance dinámico generando un proceso de degradación que generaría

un aumento en la susceptibilidad a la socavación aguas abajo del sitio de extracción y

además podría contribuir al cambio en el alineamiento del flujo del cauce en aguas arriba del

puente.

Es mediante el análisis de las variaciones en forma y alineamiento del cauce del río Toro

Amarillo, evidenciado en las fotografías aéreas y en las inspecciones realizadas en las visitas

al campo, que se denota la inestabilidad que se presenta debida al cambio en el alineamiento

del flujo que se produce aguas arriba del sitio del puente, ocasionando que el mismo impacte

directamente al talud donde se encuentra el bastión de la margen izquierda del puente y lo

socave y además generando que se acumule material en la margen derecha en las

proximidades del puente y no exista flujo efectivo entre las pilas 1 y 2 del puente,

contrayendo aun más la sección hidráulica en el sitio del puente.

8.4 Modelado hidrológico

Para realizar el modelado hidrológico, en primera instancia se recolectaron datos de registros

de precipitación máxima diaria de distintas estaciones meteorológicas del IMN y del ICE, para

mediante un análisis de eventos extremos encontrar las precipitaciones máximas diarias

promedio en la cuenca del río Toro Amarillo para 25, 50 y 100 años de periodo de retorno.

Al contar con estas precipitaciones promedio, se procedió a calcular los caudales de diseño.

Se utilizaron distribuciones de precipitación de varias estaciones ubicadas dentro de la cuenca

del río Reventazón, considerando que estas serían representativas de la parte alta y media de

la cuenca en estudio. Dichas distribuciones fueron determinadas por Maroto (2011) para las

estaciones El Humo, El Llano, Oriente y Cañón. Dicha información se utilizó en el programa

de cómputo HEC- HMS para mediante, el método del SCS para obtener las pérdidas iniciales

y con el hidrograma sintético de Snyder generar los hidrogramas de diseño para 25, 50 y 100

años.

128

Finalmente se escogieron los resultados del hidrograma de creciente obtenido con la

distribución de la precipitación de la estación Cañón, puesto que el análisis que se realiza es

de flujo permanente, y los caudales obtenidos de esta manera eran los mayores. Se tuvieron

entonces caudales pico de 634.3 m3/s, 722.1 m3/s y 796.1 m3/s para los 25, 50 y 100 años

de periodo de retorno respectivamente.

Además, siguiendo el mismo modelo, se estimaron los caudales respectivos a uno y medio,

dos, dos y medio, tres y cinco años de periodo de retorno con el fin de encontrar el caudal

formativo o caudal a cauce lleno, indispensable para estimar las profundidades de

socavación. Se utilizó pues un caudal dominante de 261.3 m3/s obtenido para la tormenta

con periodo de retorno de un año y medio.

8.5 Modelado hidráulico

El modelado hidráulico se realizó mediante el programa de cómputo HEC-RAS. Dicho análisis

se efectuó para conocer las velocidades, los niveles y los perfiles del flujo para periodos de

retorno de diseño (uno y medio, 25, 50 y 100 años).

En el Anexo A-7 se muestran los perfiles de flujo y las respectivas velocidades para cada una

de las 24 secciones transversales con las que se contaba para el análisis, y para cada uno de

los periodos de retorno que se utilizaron en el presente estudio.

Como se aprecia en las figuras, en la mayoría de las secciones aguas arriba del puente (para

los periodos de retorno de 25, 50 y 100 años) se produce un desbordamiento aparente del

flujo sobre las márgenes del cauce principal, teniéndose profundidades normales promedio

de flujo de entre 2.20 m y 2.50 m, velocidades promedio altas de entre 5.10 m/s y 5.50 m/s,

velocidades en la margen izquierda entre 3.20 m/s y 3.50 m/s, velocidades en el canal

principal entre 5.10 m/s y 5.50 m/s y velocidades en la margen derecha entre 2.40 m/s y

2.60 m/s; además, números de Froude de 1.50 en promedio, teniéndose entonces un flujo

supercrítico, lo cual concuerda con el hecho de que se tienen velocidades altas (propias de un

río de montaña) y profundidades normales por debajo de la profundidad crítica.

129

En el resto de secciones transversales del cauce del río Toro Amarillo incluida la sección

inmediatamente aguas arriba del puente, se presenta un canal central bien definido, en el

cual el flujo no se desborda por encima de las márgenes. Se tienen profundidades normales

promedio de flujo entre 2.60 m y 2.90 m, velocidades promedio nuevamente altas, entre

6.30 m/s y 6.80 m/s y números de Froude de 1.50 en promedio para los tres periodos de

retorno de 25, 50 y 100 años, teniendo nuevamente un flujo supercrítico.

Estos resultados nos dejan varios puntos a tomar en cuenta. En primera instancia, al

observar las distintas secciones transversales se nota que se tienen dos levantamientos

topográficos realizados por dos topógrafos distintos y en épocas distintas. Además, muchas

de las secciones levantadas en Setiembre de 2010 (16 secciones aguas arriba del puente), no

tienen márgenes bien definidas, ocurriendo entonces que el HEC-RAS, al llevar a cabo el

análisis, lo hace bajo el supuesto que en estas secciones transversales, se presentan taludes

verticales en las márgenes. Esto resulta aceptable dado que, como se comentó en el Capítulo

4, para el tramo del cauce que se analiza, probablemente se presenta una incisión aparente.

Dicha incisión aparente, ocasiona que el flujo del río se vea limitado al cauce del mismo. Con

esto, resulta poco usual que el flujo no atraviese la abertura del puente y que cambie en su

alineamiento, teniendo tendencias lentas a la migración lateral.

El hecho de que se tuvieran dos levantamientos topográficos presentó la limitante de que, al

tratar de empatarlos, se tuvo una diferencia considerable de elevación en el tramo

comprendido entre las Secciones 16 y 17 (final e inicio de cada levantamiento

respectivamente). Esto se solucionó tomando la pendiente de fondo del tramo del

levantamiento más reciente, y transfiriendo dicha pendiente hacia aguas arriba para corregir

las elevaciones de las secciones aguas arriba (levantamiento del 2010). Este procedimiento

resulta aceptable dado que las pendientes de fondo presentes en cada uno de los tramos de

cada uno de los levantamientos son prácticamente iguales (2.3% y 2.6% para los

levantamientos del 2011 y del 2010 respectivamente).

130

Otro aspecto importante concerniente a los levantamientos y a las secciones transversales del

tramo en consideración, es que entre las Secciones 4 y 5 se presenta un dique construido por

la empresa a cargo de la concesión minera, que si bien se ve sobrepasado por los flujos de

diseño, funciona para encauzar el flujo por un canal principal que secciones aguas abajo no

se aprecia de manera tan exacta hasta llegar al sitio del puente. Dicho dique fue construido

en el año 2010 por lo que valdría la pena conocer el estado y funcionamiento actual, y con

los resultados obtenidos, poder dar recomendaciones para un diseño óptimo.

Del segundo levantamiento topográfico, ejecutado en julio de 2011 y en el cual en las

Secciones 17 a la 24 se muestra un canal principal bien definido, vale la pena hacer la

salvedad que dichas secciones fueron levantadas teniéndose un encauzamiento realizado por

el MOPT a principios del año 2011 con el mismo material del río. Dicho encauzamiento en

forma de dique conformado por sedimentos, se extiende en un tramo de unos 100 a 150 m.

entre las Secciones 16 y 17 (la distancia entre estas secciones es de 200 metros

aproximadamente). Se desconoce si dicho dique fue diseñado con criterio hidráulico pero

como se muestra en los resultados obtenidos, logra a cabalidad el propósito de encauzar el

flujo del río entre las Pilas 2 y 3 del puente, evitando que el flujo impacte directamente con el

talud del bastión de la margen izquierda (condición inicial que se presentaba en este

estudio).

En cuanto al caudal dominante, se utilizó el caudal calculado para uno y medio años de

periodo de retorno para realizar el análisis y conocer las velocidades y profundidades de flujo

presentes. Como se muestra en los resultados, para las Secciones 1 a la 16 se tienen

profundidades de flujo de 1.54 m promedio, velocidades promedio de 4.20 m/s y un número

de Froude promedio de 1.51 (flujo supercrítico). Para las Secciones 17 a la 24 se tienen

profundidades de flujo de 1.65 m promedio, velocidades promedio de 4.90 m/s y un número

de Froude promedio de 1.42 (flujo supercrítico).

131

Si bien el caudal dominante es un caudal en el cual no se presenta el rebalse de las aguas

por encima de las márgenes, y en algunas secciones (sobretodo aguas arriba del puente)

pareciera suceder este fenómeno, en el tramo de aproximación al puente (Secciones 13 a las

16 y 19 a la 24) utilizado posteriormente para las estimaciones de las profundidades de

socavación, se nota que el flujo se mantiene en el cauce principal. Aun así, estas

percepciones pueden deberse a que, al momento de realizar los levantamientos topográficos,

por la incertidumbre del equipo utilizado o bien por criterio del profesional no se tomaron en

cuenta profundidades del fondo del cauce que podrían variar estos resultados.

Teniendo todo esto en cuenta, y revisando los resultados obtenidos, se nota claramente que

en el puente no se presentarán problemas de inundación, dado que las profundidades de

flujo no alcanzan niveles altos. Los posibles inconvenientes que se podrían presentar serían

en la subestructura del puente y se deberían a la vulnerabilidad que este tenga a los efectos

producidos por la socavación.

8.6 Estimación de profundidades de socavación

Para determinar la vulnerabilidad a posibles problemas debidos a la socavación, que pudiera

tener el puente sobre el río Toro Amarillo, y sus respectivas profundidades debidas a la

socavación por contracción o general y la local (en pilas y bastiones), se utilizaron las

metodologías propuestas en los manuales de diseño TAC (2004) y Richardson & Davis

(1995), para tormentas de diseño de 25, 50 y 100 años de periodo de retorno.

La socavación por contracción se calculó mediante cuatro métodos distintos, para el canal

principal únicamente. Esto pues, con las condiciones actuales del cauce del río, al pasar por

la abertura del puente, no se presente ningún flujo en las márgenes. Sin embargo, esta

condición actual se debe al dique existente que encauza las aguas en el canal principal; si en

algún momento este dique falla, posiblemente durante una tormenta o al variar el

alineamiento del flujo, dichas profundidades de socavación se podrían presentar en la

margen izquierda e inclusive aumentar por lo que se deberían de estimar ante nuevas

condiciones del cauce del río.

132

Se decidió escoger los resultados de la socavación por contracción obtenidos mediante el

método del Caudal-intensidad. Esto pues, si bien el método de la Velocidad competente

mostraba resultados mayores, por lo tanto conservadores, no tomaba en cuenta los

parámetros hidráulicos del flujo en el canal de aproximación. Además, con los Métodos 2 y 3

los resultados fueron nulos, por lo que se aproximan a los resultados de este método que son

cercanos a cero. Las profundidades de socavación estimadas son de 0.27 m, 0.33 m y 0.33 m

para los 25, 50 y 100 años de periodo de retorno respectivamente.

Las estimaciones efectuadas con los demás métodos tuvieron concordancia dado que dieron

valores nulos (métodos de la Velocidad-media y el del FHWA) o cercanos (método de la

Velocidad competente). Esto resulta representativo dado que, posiblemente el lecho del

cauce no tenga mayores problemas debidos a la socavación por contracción debido a que se

encuentra blindado por sedimentos de gran espesor que ejercen de protección contra los

procesos erosivos del río. Resulta útil para efectos de diseño de obras de protección ante

posibles problemas de socavación, escoger los datos estimados mediante el método del

Caudal-intensidad puesto que, los estimados según el método de la Velocidad competente no

tomaban en cuenta los parámetros hidráulicos del canal de aproximación al puente, dando

resultados muy conservadores.

Por otro lado, para la socavación local en las pilas 2 y 3 y el bastión de la margen izquierda,

se utilizaron los métodos de Melville (1997) y de la FHWA (1995). Los resultados obtenidos

mediante el método de Melville son los más representativos de la realidad. Esto porque, para

el bastión de la margen izquierda, se han observado niveles de erosión de alrededor de dos

metros (ver Figura 51) para tormentas ocurridas anteriormente a la construcción del dique

conformado por el MOPT a inicios del 2011.

Dichas profundidades de socavación estimadas son de 2.42 m, 2.75 m y 2.95 m para 25, 50

y 100 años de periodo de retorno en el bastión de la margen izquierda y de 3.92 m en las

pilas. La profundidad de socavación en las pilas no varía dependiendo de la magnitud de la

tormenta puesto que en el caso de pilas esbeltas la socavación tiende a una profundidad

constante.

133

Figura 50. Fotografías del bastión de la margen izquierda del puente evidenciando los niveles de agua alcanzados en tormentas extremas.

134

Al graficar la socavación total (ver Figura 50) se observan varios puntos importantes a tomar

en cuenta.

Las profundidades de socavación por contracción debidas a las tormentas de 25, 50 y 100

años de periodos de retorno, producen un leve descenso en el nivel del lecho del fondo del

cauce en el canal principal, principalmente debido al efecto de blindaje o acorazamiento

producido por los sedimentos de gran diámetro que se encuentran en el lecho.

Si bien las profundidades de socavación local en las pilas, son mucho mayores a las debidas a

la socavación por contracción (esto principalmente debido al flujo turbulento ocasionado por

la socavación local) el hoyo que se produciría debido a este fenómeno parece no ser

suficiente para llegar a afectar negativamente a las fundaciones de dichas pilas. El ancho

superior de dicho hoyo se calcula como:

Ec. 8-1

En cuanto al bastión de la margen izquierda, si bien en el análisis de las condiciones

hidráulicas del puente no se tenía flujo efectivo en esta margen, suponiendo que ante el

colapso del dique construido por el MOPT en 2011, el cauce del río perdería su alineamiento

actual y llegaría a impactar directamente con el talud de la margen izquierda (condición al

inicio del estudio) se presentarían entonces profundidades y velocidades similares a las que

se presentan en el canal principal. Así, para las profundidades de socavación local estimada y

utilizando la Ec. 8-1 se tienen los hoyos de socavación local mostrados en la Figura 50.

Estos hoyos debidos a la socavación local generarían superficies de falla en el talud de la

margen izquierda, comprometiendo al bastión y a la estructura en general. Se debe procurar

pues, evitar que esto suceda y proteger dicho talud para que resista los efectos abrasivos del

flujo.

135

CAPÍTULO 9 CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES

9.1 Conclusiones

Se presentan puntualmente las conclusiones obtenidas del proyecto en cuestión.

9.1.1 Área de estudio

El análisis de los parámetros morfológicos de la cuenca del río Toro Amarillo, nos indica

que el área de drenaje tiene una forma alargada, el índice de pendiente de 30% y la

pendiente media del cauce de 5.8% denotan que se tiene una cuenca y un río típicos de

montaña, y además el área de drenaje cuenta con una rápida capacidad de respuesta

ante eventos extremos así como también una gran capacidad de arrastre de sedimentos.

Las características climatológicas, y las altas precipitaciones que se presentan son típicas

de los distintos tipos de zonas de vida presentes en la cuenca. Dichas precipitaciones

tienen una influencia directa en los volúmenes de flujo acarreados por el cauce del río

como respuesta a determinadas tormentas.

En la parte alta de la cuenca se tiene suelos colapsables de origen volcánico, hacía la

parte media-alta se tiene suelos de roca muy meteorizada de baja permeabilidad, y en la

parte media y baja se cuenta con suelos residuales de origen volcánico blandos y con

buena permeabilidad.

El uso del suelo de la cuenca nos indica que se tiene un área de drenaje poco intervenida

por el ser humano, en su mayoría cubierta por bosque virgen.

9.1.2 Estabilidad lateral del cauce

Revisando los parámetros geomorfológicos del cauce del río Toro Amarillo, resulta difícil

imaginar que puedan existir variaciones laterales significativas en la forma del cauce dado

que, particularmente en las proximidades del puente el río Toro Amarillo se encuentra

inciso en un cañón típico de un río de montaña

136

El análisis de las fotografías aéreas y los mapas de distintos años, junto a las inspecciones

de campo, muestran un cambio en el alineamiento del flujo a lo largo del tiempo,

provocando un impacto directo en el bastión de la margen izquierda del puente.

Dicho cambio en el alineamiento se propicia probablemente por procesos de acumulación

y degradación aguas arriba del puente.

De no re-alinear el cauce se podrían generar graves problemas debidos a las socavación

local en el bastión de la margen izquierda y en las pilas (principalmente en la Pila 3)

pudiendo incurrirse en la falla de la subestructura.

9.1.3 Modelado hidrológico

Los caudales pico de 634.3 m3/s, 722.1 m3/s y 796.1 m3/s para los 25, 50 y 100 años de

periodo de retorno respectivamente acarrean un volumen de flujo de unos 30.6 millones

m3, 35.2 millones m3 y 39.1 millones m3 respectivamente.

9.1.4 Modelado hidráulico

Como se evidencia en el análisis efectuado, se genera un aumento en los niveles de flujo,

debidos a un remanso que se genera por la contracción hidráulica ocasionada por el

puente.

Al realizar el análisis para las tormentas de diseño (25, 50 y 100 años de periodo de

retorno) se nota que el puente como tal, no tendrá problemas debidos a niveles de flujos

o inundaciones.

Con las condiciones actuales (diques existentes) no se presentan flujos de agua y/o

sedimentos en las márgenes, por lo que los bastiones del puente no se ven

comprometidos ni afectados por las fuerzas tractivas del flujo.

El flujo que se presenta en el tramo contemplado es un flujo supercrítico, en el cual los

tirantes son menores a la profundidad crítica y se tienen altas velocidades que pueden ser

determinantes en la vulnerabilidad de la estructura a los fenómenos de socavación.

137

9.1.5 Estimación de la socavación

Se estimaron las profundidades debidas a la socavación por contracción y a la socavación

local porque son estos tipos de socavación, los que generarían mayores efectos erosivos

durante las crecientes máximas.

La socavación por contracción sólo se calculó en el canal principal pues en la margen

derecha la sección contraída imposibilita el flujo efectivo y en la margen izquierda debido

al dique que se presenta aguas arriba del puente no se tiene ningún flujo efectivo.

La socavación local en pilas se calculó para las Pilas 2 y 3, puesto que son estas las que

podrían eventualmente verse afectadas debido al alineamiento natural del cauce. La Pila

1 no interviene en la sección contraída del río.

La socavación local en los bastiones se calculó únicamente para el bastión de la margen

izquierda dado que, de nuevo, el bastión de la margen derecha no interviene en la

sección contraída en la abertura del puente. La margen izquierda por otro lado, no posee

en flujo efectivo en la actualidad, pero ante posibles eventos extremos que puedan dañar

el dique que se presenta aguas arriba del puente, el alineamiento del cauce del río podría

generar un impacto directo en el talud de la margen izquierda, y generar graves

problemas en dicho bastión.

Las profundidades debidas a la socavación por contracción son bastante bajas debido al

fenómeno de blindaje o acorazamiento del lecho que se presenta en el cauce del río.

Las profundidades debidas a la socavación local en pilas y en el bastión de la margen

izquierda resultan en valores conservadores.

En las Pilas 2 y 3 si bien la profundidad es de casi cuatro metros, el bulbo de acción de

dicha socavación local no afecta a los cimientos de la estructura. Sin embargo valdría la

pena evaluar distintas obras de protección para evitar que se presenten dichas

profundidades.

En el bastión de la margen izquierda se debe tener un mayor cuidado dado que, de no

mantener el flujo alineado de tal manera que pase por entre las Pilas 2 y 3, este podría

impactar directamente el talud de la margen izquierda, ocasionando que el mismo se

socave y sin ser determinante la profundidad a la cual ocurra esto, se irá generando una

superficie de falla en dicho talud que podría provocar el deslizamiento del mismo y un

posible asentamiento o colapso del bastión.

138

9.2 Recomendaciones

Se presentan puntualmente las recomendaciones propuestas.

9.2.1 Área de estudio

Resultaría útil generar un estudio de las variaciones en el uso del suelo en el tiempo,

utilizando varias fotografías aéreas y mapas para conocer exactamente como ha ido

variando la cobertura de la cuenca y cuál es la tendencia de cambio que ésta sigue.

Promover la implementación de un plan regulador en los municipios que se encuentran

dentro del área de estudio con el fin de poder regular el uso que se le otorga al suelo.

9.2.2 Estabilidad lateral del cauce

Se deben efectuar análisis de la granulometría presente en el cauce de manera periódica,

por lo menos dos veces al año para conocer si los diámetros de los sedimentos que

arrastra el río varían y conocer de manera más precisa el comportamiento del mismo.

Para conocer de una manera cuantitativa y no únicamente cualitativa la estabilidad del

cauce del río Toro Amarillo, valdría la pena analizar los factores hidráulicos, hidrológicos y

de transporte de sedimentos que pudieran afectar dicha estabilidad.

Para entender exactamente la respuesta que tiene el cauce a determinadas cambios que

se puedan suscitar en el mismo, se deben contemplar todas las actividades del ser

humano que se desarrollan en las proximidades al sitio del puente, para conocer por qué

se produce el cambio en el alineamiento del flujo.

Se debe efectuar un análisis exhaustivo del proceso de extracción de materiales que se

genera a unos 260 m aguas arriba del puente para conocer si este pudiera incidir

perjudicialmente en la estabilidad del cauce. Dicho proceso de extracción debe ser

revisado por las instituciones a las cuales les compete, de manera periódica para verificar

que se esté extrayendo únicamente el volumen de material permitido sin afectar la

dinámica del río.

Evaluar la implementación de las medidas de protección contra la inestabilidad lateral del

cauce en el tramo en estudio, que se presentan en el apartado de Obras de protección y

recomendaciones generales.

139

9.2.3 Modelado hidrológico

Resultaría esencial para cualquier trabajo futuro que se desee realizar en el cauce del río

Toro Amarillo, contar con registros de datos de caudales o al menos con distribuciones

temporales de precipitación para estaciones ubicadas dentro de la cuenca.

Se deben de colocar estaciones meteorológicas para generar mediciones para

instrumentar la cuenca. Estas acciones deben ser impulsadas por instituciones del Estado

y del sector privado. De contar con mayor información de caudales y/ o precipitaciones se

aseguraría un mejor modelado hidrológico de la cuenca.

9.2.4 Modelado hidráulico

Estimar de manera más precisa las rugosidades que se presentan en las márgenes y en el

canal principal del cauce.

Realizar un levantamiento topográfico de las secciones transversales de un tramo que

comprenda (aguas arriba del puente) todas las obras de protección que han sido

concretadas por la Constructora Santa Fe Ltda. como parte de la concesión minera y las

obras realizadas por el MOPT, hasta unos 500 m aguas abajo del sitio del puente. Dicho

levantamiento sería útil realizarlo cada seis meses para conocer cómo se modifica el

cauce con los procesos dinámicos del flujo. Con esto se tendría control sobre las obras de

protección y encauzamiento con el fin de monitorear su comportamiento y poder

proveerles el mantenimiento adecuado.

9.2.5 Estimación de la socavación

De tenerse información actualizada para el cálculo de las profundidades de socavación, se

recomienda revisar las estimaciones realizadas, con el fin de comparar los resultados y

conocer si estos varían y tomarlos en cuenta en el momento de decidir qué obra de

protección contra la socavación se quiere emplear.

Para las profundidades de socavación estimadas se recomiendan varias opciones de obras

de protección que se mencionan en el siguiente apartado.

140

9.2.6 Obras de protección y recomendaciones generales

Las obras de protección contra la socavación y contra le inestabilidad lateral del cauce se

muestran en las siguientes figuras.

Como medidas de protección contra la erosión de la margen izquierda del cauce del río, y

contra la estabilidad lateral para alinear el flujo del río por entre las pilas 2 y 3, se

proponen dos soluciones distintas pero que proporcionarían el mismo resultado deseado.

Solución 1

Figura 51. Solución 1, esquema descriptivo de obras de protección propuestas.

141

Se propone revisar y mejorar el dique existente desde principios del 2011 (construido por

el MOPT) con el fin de que se garantice que el flujo del cauce atraviese el puente entre

las pilas 2 y 3. Se deberá entonces dimensionar dicho dique tomando en cuenta las

velocidades y profundidades dadas por el análisis hidráulico para conocer su altura, ancho

y largo. Dicho dique se debe extender hasta secciones aguas abajo del puente.

Además, se debe de realizar un estudio geotécnico de la margen izquierda del cauce,

principalmente para conocer la afectación que generan las profundidades de socavación

local al talud donde se encuentra el bastión y conocer exactamente como se puede

mejorar esta condición.

De ser suficiente, se deberá revestir la margen izquierda del cauce, por una distancia tal

que se garantice que en caso que el dique se vea sobrepasado por los niveles de agua de

un evento extremo, el talud de la margen izquierda y el bastión de dicha margen se vean

protegidos contra los procesos erosivos del flujo.

Para estos se propone un revestimiento flexible a modo de enrrocado, complementados

con un método de hidro-siembra de vegetación que aumente la cobertura vegetativa de

dicha margen ya erosionada. Dicho revestimiento deberá extenderse en cierta distancia

aguas abajo del puente a determinar y los diámetros de las partículas a utilizar deben ser

calculados minuciosamente. Se brinda un detalle típico de un enrocammiento con hidro-

siembra en la Figura 52.

El enrrocado debe ser debidamente diseñado y de poderse, se debería usar material del

sitio, con el fin de que, en caso de que ante una creciente este se pierda o cambie su

acomodo, pueda volver a ser levantado de manera más sencilla.

Para poder utilizar el material del sitio, se deberá entonces tomar en cuenta la

profundidad de blindaje o acorazamiento que se tenga, con el fin de no perderlo pues

esto contribuye a la protección del cauce y del puente.

142

Solución 2

Para esta solución (Figura 53) se propone revisar el dique existente desde principios del

2011 (construido por el MOPT) y en caso de que el mismo este dañado y no esté

cumpliendo con el objetivo de alinear el flujo entre las pilas 2 y 3, sea sustituido por

espigones guías con dimensiones a determinar y con un dique guía que atraviese el

puente y continúe aguas abajo pero que tenga una longitud mucho menor al propuesto

en la solución anterior.

Figura 52. Solución 2, esquema descriptivo de obras de protección propuestas.

143

De nuevo, aunado a esto se incluiría el estudio geotécnico del talud de la margen

izquierda y la protección de esta con un revestimiento flexible tratado con hidro-siembra;

en este caso en las proximidades al puente y aguas arriba de los espigones guías en la

curva que se presenta en la margen izquierda.

Figura 53. Detalle de formas de distintos espigones

Nuevamente, el enrrocado debe ser diseñado y de preferencia, construido con material del

sitio de poderse.

Además, en las pilas 2 y 3 se deberá garantizar una cortina de enrrocado que las proteja

contra la socavación local que pudiera presentarse, como se muestra en la Figura 54.

Figura 54. Detalle típico de cortina de enrocado para proteger las pilas del puente.

144

Además, se recomienda seguir el siguiente plan de acción al momento de decidir llevar a

cabo las medidas de protección necesarias:

1. Realizar mediciones de las profundidades de socavación que se presentan, en las

márgenes, pilas y en el cauce, en especial ante flujos altos.

2. Evaluar las obras de protección existentes y su respectivo mantenimiento.

3. Si se tuviesen que mejorar dichas obras existentes y construir nuevas, se deben

de instalar oportunamente medidas temporales (enrocados, diques guías, etc.)

con el fin de proteger la subestructura mientras se diseñan y construyen las

medidas a mediano y largo plazo.

4. Para efectuar un diseño funcional de obras de protección a mediano y largo plazo

se deben verificar los resultados obtenidos en este estudio contemplando los

levantamientos de las secciones transversales y análisis granulométricos del cauce

actualizados, para proceder a dimensionar las obras de protección recomendadas.

5. Dicho diseño debería nacer de un trabajo multidisciplinario que incluya la

colaboración del Sector Público (MOPT, ICE, IMN, MINAET, etc.), el Sector Privado

(Santa Fe, desarrolladores y productores de la zona, etc.) y la comunidad misma

con el fin de alcanzar diseños sostenibles que garanticen la satisfacción de todos

los que se verán afectados.

6. Una vez hecho esto se procederá a programar y construir los diseños finales.

7. Finalmente se deberá elaborar un plan de mantenimiento y operación preventiva

de las obras recién construidas que garantice los propósitos del diseño.

Finalmente, como parte de las recomendaciones generales, resulta necesario impulsar la

confección de manuales de diseño hidráulico de puentes que utilicen métodos que sean

representativos y que hayan sido calibrados para Costa Rica.

145

FUENTES DE INFORMACIÓN

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para el Río Barbilla en la antigua radial entre la ruta No. 32 y Batán. Proyecto de graduación

para optar por el grado de Licenciatura en Ingeniería Civil, Escuela de Ingeniería Civil,

Universidad de Costa Rica, San José, Costa Rica.

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S.A.

Brunner, G.W. (2008). HEC-RAS River Analysis System: User's Manual (Version 4.0 ed.).

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Byars, M.S., Clopper, P.E., Lagasse, P.F. & Zevenbergen, L.W. (1997). Bridge Scour and

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Chang, F., Johnson, F., Lagasse, P.F., Richardson, E.V. & Schall, J.D. (1995). Stream Stability

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Chow, V. (1994). Hidrología aplicada. Bogotá: McGraw-Hill Interamericana, S.A.

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147

ANEXOS

A-1. Distribuciones de probabilidad utilizadas en hidrología

Cuadro 57. Distribuciones de probabilidad comúnmente utilizadas en hidrología. Fuente: Chow (1994).

DISTRIBUCIÓN FUNCIÓN D DENSIDAD

DE PROBABILIDAD RANGO

ECUACIONES DE LOS PARÁMETROS

Normal =1

𝜎 2

𝜇 2

2𝜎2 ∞ ∞ 𝜇 = , 𝜎 =

Lognormal =

1

𝜎 2

𝜇 2

2𝜎 2

Donde =

> 0 𝜇 = , 𝜎 =

Exponencial = λ λ ≥ 0 λ =1

Gamma =

λ 1 λ

𝛤( )

Donde 𝛤 = ó ≥ 0

λ =

2

= 2

2 =

1

2

Pearson Tipo III (Gamma de tres parámetros)

=λ 𝜖 1 λ 𝜖

𝛤( )

Donde =

≥ 𝜖

λ =

= 2

2

𝜖 =

Log Pearson Tipo III =

λ 𝜖 1 λ 𝜖

𝛤( )

Donde =

≥ 𝜖

λ =

= 2

( )

2

𝜖 =

Con > 0

Valor Extremo Tipo I

=1

∞ ∞ = 6

= 0.5772

148

A-2. Curvas granulométricas generadas a partir del muestreo superficial

del cauce del río Toro Amarillo.

A-2.1 Margen izquierda

Figura 55. Curva granulométrica del material muestreado 50 m aguas arriba del sitio del puente en la margen izquierda.

Figura 56. Curva granulométrica del material muestreado 50 m aguas abajo del sitio del puente en la margen izquierda.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

10 100 1000 10000

Po

rce

nta

je P

asan

do

Diámetro de partícula (mm)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

10 100 1000 10000

Po

rce

nta

je P

asan

do


149

A-2.2 Canal principal

Figura 57. Curva granulométrica del material muestreado 50 m aguas arriba del sitio del

puente en el canal principal.

Figura 59. Curva granulométrica del material muestreado 50 m aguas abajo del sitio del puente en el canal principal.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

10 100 1000 10000

Po

rce

nta

je P

asan

do


0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

10 100 1000 10000

Po

rce

nta

je P

asan

do


150

A-2.3 Margen derecha

Figura 580. Curva granulométrica del material muestreado 50 m aguas arriba del sitio del puente en la margen derecha.

Figura 59. Curva granulométrica del material muestreado 50 m aguas abajo del sitio del puente en la margen derecha.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

10 100 1000 10000

Po

rce

nta

je P

asan

do


0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

10 100 1000 10000

Po

rce

nta

je P

asan

do


151

A-3. Plano del puente sobre el río Toro Amarillo proporcionado por la Sección de Puentes del MOPT.

Figura 60. Plano del puente sobre el río Toro Amarillo.

152

A-4. Cuadros resumen de estimaciones para distintas distribuciones probabilísticas y cálculo del error

cuadrático mínimo.

A-4.1 Estación 69638 Chindama

Cuadro 58. Cuadro resumen de estimaciones para distintas distribuciones y cálculo del error cuadrático mínimo Est. 69638 Chindama.


1 18.0 0.056 346.0 2.404 1.594 316.5 872.1 5.8 0.204 333.5 157.5 1.619 317.9 791.1 335.6 107.4 327.0 361.8

2 9.0 0.111 293.9 2.096 1.221 295.6 2.9 5.7 0.083 302.6 76.0 1.228 296.0 4.6 303.2 86.9 295.4 2.3

3 6.0 0.167 283.5 1.893 0.967 281.4 4.3 5.6 0.064 283.3 0.0 0.966 281.3 4.7 283.2 0.1 276.4 50.9

4 4.5 0.222 281.9 1.734 0.764 270.1 139.9 5.6 0.061 268.7 173.3 0.757 269.7 149.8 268.2 187.0 262.4 381.7

5 3.6 0.278 272.0 1.601 0.589 260.3 137.9 5.6 0.045 256.7 232.7 0.578 259.6 153.0 256.0 256.0 251.1 437.3

6 3.0 0.333 243.6 1.482 0.430 251.4 60.4 5.5 0.010 246.4 7.6 0.416 250.6 49.0 245.5 3.5 241.5 4.4

7 2.6 0.389 237.7 1.374 0.282 243.1 28.7 5.5 0.006 237.0 0.5 0.266 242.2 20.2 236.1 2.7 233.0 22.0

8 2.3 0.444 218.6 1.274 0.139 235.1 271.9 5.4 0.000 228.4 95.8 0.123 234.2 242.5 227.4 77.7 225.3 44.7

9 2.0 0.500 212.3 1.177 0.000 227.3 224.6 5.4 0.001 220.3 63.2 -0.017 226.4 197.6 219.3 49.0 218.1 33.6

10 1.8 0.556 209.3 1.274 0.139 235.1 665.1 5.3 0.003 228.4 364.4 0.123 234.2 618.6 227.4 328.2 211.2 3.8

11 1.6 0.611 199.0 1.374 0.282 243.1 1941.1 5.3 0.010 237.0 1444.9 0.266 242.2 1865.5 236.1 1373.4 204.6 31.3

12 1.5 0.667 198.4 1.482 0.430 251.4 2805.7 5.3 0.011 246.4 2299.3 0.416 250.6 2724.5 245.5 2215.4 198.0 0.2

13 1.4 0.722 196.9 1.601 0.589 260.3 4013.9 5.3 0.013 256.7 3581.5 0.578 259.6 3935.1 256.0 3492.8 191.3 31.4

14 1.3 0.778 196.9 1.734 0.764 270.1 5354.0 5.3 0.013 268.7 5160.4 0.757 269.7 5294.4 268.2 5087.4 184.3 159.0

15 1.2 0.833 195.0 1.893 0.967 281.4 7469.2 5.3 0.015 283.3 7798.0 0.966 281.3 7454.5 283.2 7778.2 176.7 336.5

16 1.1 0.889 174.7 2.096 1.221 295.6 14618.4 5.2 0.054 302.6 16363.6 1.228 296.0 14722.1 303.2 16518.3 167.8 48.3

17 1.1 0.944 104.2 2.404 1.594 316.5 45057.9 4.6 0.560 333.5 52555.7 1.619 317.9 45656.5 335.6 53563.0 155.8 2661.5

NORMAL


LOG-NORMAL

300.62

m T (años) P(xo) xo (mm)PEARSON III

289.63

LOG-PEARSON III

301.87

GUMBEL

67.90

153

A-4.2 Estación 69636 Gavilanes

Cuadro 59. Cuadro resumen de estimaciones para distintas distribuciones y cálculo del error cuadrático mínimo Est. 69636

Gavilanes.


1 17.0 0.059 268.7 2.380 1.565 242.1 707.4 5.6 0.468 262.2 42.3 1.663 248.1 426.3 273.3 21.2 281.9 174.7

2 8.5 0.118 242.3 2.069 1.187 219.2 531.6 5.5 0.337 223.6 350.8 1.207 220.5 476.3 225.5 282.2 239.3 8.8

3 5.7 0.176 209.4 1.863 0.929 203.6 33.2 5.3 0.189 200.5 78.8 0.909 202.5 48.1 198.9 110.4 213.5 17.1

4 4.3 0.235 186.7 1.701 0.721 191.1 19.3 5.2 0.102 183.7 8.8 0.678 188.5 3.1 180.4 39.9 194.5 61.4

5 3.4 0.294 179.2 1.564 0.541 180.2 1.0 5.2 0.078 170.3 79.4 0.482 176.6 6.7 166.1 171.6 179.2 0.0

6 2.8 0.353 174.0 1.443 0.377 170.3 13.9 5.2 0.062 158.9 227.7 0.308 166.1 62.1 154.4 385.1 166.1 62.6

7 2.4 0.412 160.1 1.332 0.223 160.9 0.7 5.1 0.028 148.9 125.4 0.149 156.5 13.2 144.3 248.6 154.5 31.8

8 2.1 0.471 142.7 1.228 0.074 151.9 85.2 5.0 0.003 139.8 8.2 -0.002 147.4 21.7 135.5 52.5 143.8 1.2

9 1.9 0.529 141.1 1.128 -0.074 143.0 3.7 4.9 0.002 131.4 93.5 -0.147 138.6 6.4 127.4 187.8 133.8 52.8

10 1.7 0.588 129.0 1.332 0.223 160.9 1020.2 4.9 0.002 148.9 396.1 0.149 156.5 754.5 144.3 235.1 124.2 22.6

11 1.5 0.647 115.5 1.443 0.377 170.3 2999.9 4.7 0.026 158.9 1884.4 0.308 166.1 2562.2 154.4 1511.3 114.8 0.4

12 1.4 0.706 98.3 1.564 0.541 180.2 6706.0 4.6 0.103 170.3 5182.1 0.482 176.6 6134.1 166.1 4597.1 105.4 49.8

13 1.3 0.765 93.7 1.701 0.721 191.1 9484.4 4.5 0.136 183.7 8105.0 0.678 188.5 8978.2 180.4 7514.1 95.5 3.3

14 1.2 0.824 90.5 1.863 0.929 203.6 12799.8 4.5 0.163 200.5 12105.2 0.909 202.5 12536.0 198.9 11748.8 84.9 31.8

15 1.1 0.882 69.9 2.069 1.187 219.2 22303.4 4.2 0.439 223.6 23614.7 1.207 220.5 22673.1 225.5 24211.5 72.5 6.9

16 1.1 0.941 58.6 2.380 1.565 242.1 33673.5 4.1 0.703 262.2 41451.1 1.663 248.1 35892.9 273.3 46096.6 56.0 6.6

PEARSON III

300.99

LOG-PEARSON III

312.11

GUMBEL

23.06

NORMAL


LOG-NORMAL

306.19


154

A-4.3 Estación 73111 Hacienda Victoria

Cuadro 60. Cuadro resumen de estimaciones para distintas distribuciones y cálculo del error cuadrático mínimo Est. 73111

Hacienda Victoria.


1 16.0 0.063 206.5 2.355 1.534 188.6 320.9 5.3 0.134 191.0 239.8 1.591 190.2 266.3 193.1 180.2 206.7 0.0

2 8.0 0.125 169.5 2.039 1.150 177.8 69.6 5.1 0.029 177.7 67.4 1.161 178.1 74.8 178.1 73.5 186.8 299.0

3 5.3 0.188 168.5 1.830 0.887 170.5 3.9 5.1 0.027 169.1 0.4 0.874 170.1 2.6 168.7 0.0 174.7 38.3

4 4.0 0.250 162.0 1.665 0.674 164.5 6.4 5.1 0.015 162.5 0.2 0.647 163.8 3.1 161.7 0.1 165.8 14.1

5 3.2 0.313 160.5 1.525 0.488 159.3 1.4 5.1 0.013 156.9 12.9 0.452 158.3 4.8 155.8 21.7 158.5 4.0

6 2.7 0.375 160.0 1.401 0.318 154.6 29.6 5.1 0.012 152.0 64.6 0.277 153.4 43.6 150.8 85.0 152.3 59.3

7 2.3 0.438 155.4 1.286 0.157 150.1 28.6 5.0 0.007 147.4 63.6 0.113 148.8 43.4 146.2 84.6 146.8 74.7

8 2.0 0.500 153.0 1.177 0.000 145.7 53.9 5.0 0.004 143.1 97.2 -0.045 144.4 73.9 141.9 122.4 141.7 128.8

9 1.8 0.563 140.6 1.286 0.157 150.1 89.3 4.9 0.000 147.4 46.6 0.113 148.8 67.4 146.2 31.4 136.8 14.3

10 1.6 0.625 131.2 1.401 0.318 154.6 545.8 4.9 0.008 152.0 431.2 0.277 153.4 492.7 150.8 383.4 132.1 0.9

11 1.5 0.688 127.5 1.525 0.488 159.3 1012.6 4.8 0.013 156.9 864.7 0.452 158.3 949.4 155.8 803.5 127.5 0.0

12 1.3 0.750 125.5 1.665 0.674 164.5 1522.6 4.8 0.017 162.5 1368.0 0.647 163.8 1464.2 161.7 1307.8 122.7 8.1

13 1.2 0.813 118.0 1.830 0.887 170.5 2753.5 4.8 0.037 169.1 2613.4 0.874 170.1 2716.4 168.7 2572.3 117.5 0.3

14 1.1 0.875 105.2 2.039 1.150 177.8 5277.0 4.7 0.095 177.7 5257.6 1.161 178.1 5321.4 178.1 5310.6 111.5 40.2

15 1.1 0.938 101.5 2.355 1.534 188.6 7583.9 4.6 0.118 191.0 8013.1 1.591 190.2 7864.4 193.1 8386.3 103.7 4.6

NORMAL


LOG-NORMAL

138.35


139.24

LOG-PEARSON III

139.15

GUMBEL

26.20

155

A-4.4 Estación 69634 La Picada de Turrialba

Cuadro 61. Cuadro resumen de estimaciones para distintas distribuciones y cálculo del error cuadrático mínimo Est. 69634 La

Picada de Turrialba.


1 18.0 0.056 299.0 2.404 1.594 266.4 1059.7 5.7 0.373 297.0 4.0 1.599 266.8 1038.1 297.6 1.9 305.5 42.3

2 9.0 0.111 225.6 2.096 1.221 244.6 361.1 5.4 0.108 257.9 1040.5 1.223 244.7 365.1 258.0 1051.9 264.7 1526.3

3 6.0 0.167 225.2 1.893 0.967 229.8 20.7 5.4 0.107 234.2 81.7 0.967 229.7 20.6 234.2 81.3 240.0 218.8

4 4.5 0.222 219.5 1.734 0.764 217.9 2.7 5.4 0.091 216.9 6.8 0.763 217.8 3.0 216.8 7.4 221.9 5.6

5 3.6 0.278 214.0 1.601 0.589 207.6 41.1 5.4 0.076 202.9 122.2 0.587 207.4 42.9 202.8 126.3 207.3 45.3

6 3.0 0.333 204.7 1.482 0.430 198.3 41.2 5.3 0.054 191.1 185.2 0.427 198.1 43.5 190.9 191.2 194.8 97.0

7 2.6 0.389 192.3 1.374 0.282 189.6 7.4 5.3 0.029 180.6 136.2 0.278 189.4 8.5 180.4 141.7 183.9 71.1

8 2.3 0.444 190.2 1.274 0.139 181.2 80.3 5.2 0.025 171.1 363.3 0.136 181.0 84.2 170.9 372.3 173.9 266.4

9 2.0 0.500 174.0 1.177 0.000 173.1 0.9 5.2 0.005 162.3 136.2 -0.004 172.9 1.3 162.1 141.6 164.6 89.0

10 1.8 0.556 173.7 1.274 0.139 181.2 56.8 5.2 0.005 171.1 6.6 0.136 181.0 53.7 170.9 7.8 155.7 323.9

11 1.6 0.611 156.1 1.374 0.282 189.6 1121.1 5.1 0.002 180.6 601.7 0.278 189.4 1107.7 180.4 590.3 147.1 81.1

12 1.5 0.667 137.8 1.482 0.430 198.3 3658.3 4.9 0.027 191.1 2839.9 0.427 198.1 3636.9 190.9 2816.5 138.6 0.6

13 1.4 0.722 134.5 1.601 0.589 207.6 5342.1 4.9 0.035 202.9 4685.1 0.587 207.4 5321.2 202.8 4659.5 129.9 21.3

14 1.3 0.778 129.2 1.734 0.764 217.9 7861.7 4.9 0.052 216.9 7691.2 0.763 217.8 7845.5 216.8 7668.7 120.8 70.4

15 1.2 0.833 122.7 1.893 0.967 229.8 11460.7 4.8 0.078 234.2 12440.9 0.967 229.7 11457.4 234.2 12435.8 110.9 138.6

16 1.1 0.889 80.0 2.096 1.221 244.6 27094.3 4.4 0.501 257.9 31633.2 1.223 244.7 27128.9 258.0 31695.6 99.4 376.6

17 1.1 0.944 63.7 2.404 1.594 266.4 41106.4 4.2 0.875 297.0 54427.1 1.599 266.8 41241.6 297.6 54726.5 83.9 408.9

PEARSON III

315.28

LOG-PEARSON III

341.64

GUMBEL

61.51

NORMAL


LOG-NORMAL

341.18


156

A-4.4 Estación 73013 Los Diamantes

Cuadro 62. Cuadro resumen de estimaciones para distintas distribuciones y cálculo del error cuadrático mínimo Est. 73013 Los

Diamantes.


1 36.0 0.028 278.6 2.677 1.915 231.2 2249.2 5.6 0.409 235.6 1844.7 2.410 251.7 721.7 266.3 151.5 263.1 240.2

2 18.0 0.056 246.6 2.404 1.594 217.8 827.3 5.5 0.268 217.7 836.0 1.832 227.7 355.5 230.9 246.7 237.1 90.6

3 12.0 0.083 238.8 2.229 1.383 209.1 881.6 5.5 0.236 206.7 1031.8 1.487 213.4 645.1 212.0 717.1 221.6 294.9

4 9.0 0.111 207.3 2.096 1.221 202.4 24.3 5.3 0.119 198.6 76.4 1.237 203.0 18.2 199.3 63.4 210.5 10.2

5 7.2 0.139 185.9 1.987 1.085 196.7 117.6 5.2 0.055 192.0 37.6 1.039 194.8 79.9 189.9 15.7 201.7 250.1

6 6.0 0.167 172.9 1.893 0.967 191.8 359.1 5.2 0.027 186.5 185.6 0.875 188.0 229.0 182.3 89.0 194.4 463.3

7 5.1 0.194 172.7 1.810 0.861 187.5 217.7 5.2 0.026 181.7 81.2 0.734 182.2 89.9 176.1 11.6 188.2 238.8

8 4.5 0.222 170.5 1.734 0.764 183.4 167.2 5.1 0.022 177.4 47.8 0.610 177.0 42.6 170.8 0.1 182.6 146.9

9 4.0 0.250 170.4 1.665 0.674 179.7 86.2 5.1 0.022 173.5 9.7 0.499 172.4 4.0 166.2 18.0 177.7 52.6

10 3.6 0.278 168.3 1.601 0.589 176.2 61.6 5.1 0.018 169.9 2.6 0.397 168.2 0.0 162.1 39.0 173.1 23.2

11 3.3 0.306 166.6 1.540 0.508 172.8 38.3 5.1 0.016 166.5 0.0 0.304 164.3 5.1 158.4 67.7 168.9 5.4

12 3.0 0.333 165.4 1.482 0.430 169.6 17.3 5.1 0.014 163.4 4.1 0.218 160.7 21.7 155.0 107.6 165.0 0.1

13 2.8 0.361 164.0 1.427 0.355 166.4 5.9 5.1 0.012 160.4 13.2 0.137 157.4 43.9 152.0 145.0 161.4 7.0

14 2.6 0.389 156.9 1.374 0.282 163.4 42.2 5.1 0.004 157.5 0.4 0.060 154.2 7.3 149.1 60.6 157.9 1.0

15 2.4 0.417 151.0 1.323 0.210 160.4 88.7 5.0 0.001 154.7 13.9 -0.012 151.2 0.0 146.5 20.5 154.6 12.7

16 2.3 0.444 147.6 1.274 0.139 157.5 97.8 5.0 0.000 152.1 19.9 -0.081 148.3 0.5 144.0 13.0 151.4 14.3

17 2.1 0.472 147.4 1.225 0.070 154.6 51.7 5.0 0.000 149.5 4.2 -0.148 145.6 3.3 141.7 32.9 148.3 0.8

18 2.0 0.500 146.0 1.177 0.000 151.7 32.5 5.0 0.000 146.9 0.8 -0.211 142.9 9.4 139.4 42.9 145.3 0.5

19 1.9 0.528 144.2 1.225 -0.070 148.8 21.3 5.0 0.000 144.4 0.0 -0.273 140.4 14.7 137.3 47.1 142.4 3.2

20 1.8 0.556 142.9 1.274 -0.139 145.9 9.1 5.0 0.001 142.0 0.9 -0.333 137.9 25.3 135.3 57.5 139.5 11.3

21 1.7 0.583 134.8 1.323 -0.210 143.0 67.0 4.9 0.007 139.5 22.1 -0.392 135.4 0.4 133.4 2.0 136.7 3.7

22 1.6 0.611 132.0 1.374 -0.282 140.0 64.1 4.9 0.011 137.1 25.5 -0.450 133.0 1.1 131.5 0.3 133.9 3.7

23 1.6 0.639 130.3 1.427 -0.355 137.0 44.5 4.9 0.014 134.6 18.4 -0.506 130.7 0.2 129.7 0.4 131.2 0.7

24 1.5 0.667 126.6 1.482 -0.430 133.8 52.5 4.8 0.022 132.1 30.5 -0.562 128.4 3.1 127.9 1.7 128.4 3.1

25 1.4 0.694 126.5 1.540 -0.508 130.6 17.0 4.8 0.022 129.6 9.7 -0.618 126.1 0.2 126.1 0.1 125.6 0.9

26 1.4 0.722 120.3 1.601 -0.589 127.3 48.4 4.8 0.040 127.0 45.5 -0.674 123.8 11.9 124.4 17.0 122.7 5.9

27 1.3 0.750 120.1 1.665 -0.674 123.7 13.1 4.8 0.041 124.4 18.5 -0.729 121.4 1.8 122.7 6.9 119.8 0.1

28 1.3 0.778 118.6 1.734 -0.764 120.0 1.9 4.8 0.046 121.7 9.4 -0.786 119.1 0.2 121.0 5.9 116.8 3.2

29 1.2 0.806 114.7 1.810 -0.861 116.0 1.6 4.7 0.061 118.8 16.7 -0.843 116.7 4.1 119.3 21.4 113.7 1.0

30 1.2 0.833 113.3 1.893 -0.967 111.6 3.0 4.7 0.068 115.7 5.9 -0.902 114.3 0.9 117.6 18.5 110.4 8.5

31 1.2 0.861 109.4 1.987 -1.085 106.7 7.5 4.7 0.087 112.4 9.0 -0.964 111.7 5.3 115.8 41.3 106.8 6.6

32 1.1 0.889 107.8 2.096 -1.221 101.0 45.7 4.7 0.096 108.7 0.8 -1.029 109.0 1.5 114.0 38.2 102.9 24.2

33 1.1 0.917 105.0 2.229 -1.383 94.3 114.5 4.7 0.113 104.4 0.3 -1.100 106.1 1.1 112.0 49.1 98.4 44.1

34 1.1 0.944 103.7 2.404 -1.594 85.6 328.7 4.6 0.121 99.2 20.7 -1.180 102.7 1.0 109.8 37.2 92.8 118.8

35 1.0 0.972 102.5 2.677 -1.915 72.2 916.2 4.6 0.130 91.6 118.9 -1.281 98.5 15.7 107.1 21.2 84.9 309.9

NORMAL


LOG-NORMAL

67.55


48.64

LOG-PEARSON III

46.99

GUMBEL

49.01

157

A-5. Hidrogramas de creciente para distintas distribuciones temporales de

precipitación de distintas estaciones y para periodos de retorno de 25, 50 y

100 años.

A-5.1 Estación El Humo

Figura 61. Hidrograma de creciente para T=25 años utilizando la distribución de la precipitación de la estación El Humo.


precipitación de la estación El Humo.

158

Figura 63. Hidrograma de creciente para T=100 años utilizando la distribución de la precipitación de la estación El Humo.

A-5.2 Estación El Llano


precipitación de la estación El Llano.

159





160

A-5.3 Estación Oriente


precipitación de la estación Oriente.



161



162

A-6. Resultados del modelado hidráulico para periodos de retorno de 25,

50, 100 y 1.5 años de periodo de retorno.

A-6.1 Periodo de retorno de 25 años

Figura 69. Resultados del modelado hidráulico para la Sección 1 con T=25 años.


0 20 40 60 80 100335

336

337

338

339

340

Toro Amaril lo Plan: Prueba1 04/02/2012 Perfil 1

Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

Crit PF 1

WS PF 1

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

7 m/s

8 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035

0 20 40 60 80 100333

334

335

336

337

338

339


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

Crit PF 1

WS PF 1

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

7 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035

163



0 20 40 60 80 100 120 140 160 180331.0

331.5

332.0

332.5

333.0

333.5

334.0

334.5


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

Crit PF 1

WS PF 1

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

7 m/s

Ground

Bank Sta

.035

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180329

330

331

332

333

334

335


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

Crit PF 1

WS PF 1

2.5 m/s

3.0 m/s

3.5 m/s

4.0 m/s

4.5 m/s

Ground

Bank Sta

.035

164



0 20 40 60 80 100 120 140 160322

323

324

325

326

327

328


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.035 .04

0 50 100 150 200320.0

320.5

321.0

321.5

322.0

322.5

323.0

323.5

324.0


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

Crit PF 1

WS PF 1

0 m/s

2 m/s

4 m/s

6 m/s

8 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

165



0 50 100 150 200 250316.5

317.0

317.5

318.0

318.5

319.0

319.5

320.0

320.5


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

Crit PF 1

WS PF 1

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035

0 20 40 60 80 100 120 140 160313

314

315

316

317

318

319


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

Crit PF 1

WS PF 1

0 m/s

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

166



0 20 40 60 80 100 120 140311

312

313

314

315

316


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

Crit PF 1

WS PF 1

0 m/s

2 m/s

4 m/s

6 m/s

8 m/s

Ground

Bank Sta

.035 .04

0 20 40 60 80 100 120 140 160308.5

309.0

309.5

310.0

310.5

311.0

311.5

312.0


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

Crit PF 1

WS PF 1

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

Ground

Bank Sta

.035 .04

167



0 20 40 60 80 100 120 140 160 180304

305

306

307

308

309


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

Crit PF 1

WS PF 1

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

7 m/s

8 m/s

9 m/s

Ground

Bank Sta

.035 .04

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180302.0

302.5

303.0

303.5

304.0

304.5

305.0

305.5


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

Crit PF 1

WS PF 1

0 m/s

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

Ground

Bank Sta

.035 .04

168



0 20 40 60 80 100 120298

299

300

301

302

303


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

Crit PF 1

WS PF 1

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

7 m/s

8 m/s

9 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035

0 20 40 60 80295

296

297

298

299

300


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

Crit PF 1

WS PF 1

0 m/s

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

7 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035

169



0 20 40 60 80 100293

294

295

296

297

298

299

300


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

2.4 m/s

2.6 m/s

2.8 m/s

3.0 m/s

3.2 m/s

3.4 m/s

3.6 m/s

3.8 m/s

4.0 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035

0 10 20 30 40 50 60 70 80293

294

295

296

297

298


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035

170


Figura 89. Resultados del modelado hidráulico para la Sección 17.5-1 (aguas arriba del

puente) con T=25 años.

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180285

290

295

300

305

310

Toro Amaril lo Plan: Prueba1 04/02/2012 Perfil 17 aguas arriba del puente

Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

Crit PF 1

WS PF 1

0 m/s

2 m/s

4 m/s

6 m/s

8 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180285

290

295

300

305

310


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

Crit PF 1

WS PF 1

0 m/s

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

171

Figura 90. Resultados del modelado hidráulico para la Sección 17.5-2 (aguas abajo del



0 20 40 60 80 100 120 140285

290

295

300

305

310


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

Crit PF 1

WS PF 1

0 m/s

2 m/s

4 m/s

6 m/s

8 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

0 20 40 60 80 100 120 140285

290

295

300

305

310

Toro Amaril lo Plan: Prueba1 04/02/2012 Perfil 18 aguas abajo del puente

Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

0 m/s

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

172



0 20 40 60 80 100 120286

288

290

292

294

296

298

300

302

304


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

Crit PF 1

WS PF 1

0 m/s

2 m/s

4 m/s

6 m/s

8 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

0 20 40 60 80285

286

287

288

289

290

291

292


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

Crit PF 1

WS PF 1

4.0 m/s

4.5 m/s

5.0 m/s

5.5 m/s

6.0 m/s

6.5 m/s

7.0 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035 .04

173



0 20 40 60 80 100282

284

286

288

290

292

294


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

Crit PF 1

WS PF 1

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

7 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035 .04

0 10 20 30 40 50 60280

281

282

283

284

285

286

287


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

Crit PF 1

WS PF 1

4 m/s

5 m/s

6 m/s

7 m/s

8 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035 .04

174



0 10 20 30 40 50 60 70280

281

282

283

284

285

286


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

Crit PF 1

WS PF 1

4.0 m/s

4.5 m/s

5.0 m/s

5.5 m/s

6.0 m/s

6.5 m/s

7.0 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035 .04

0 20 40 60 80 100 120276

278

280

282

284

286

288


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 1

Crit PF 1

WS PF 1

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

7 m/s

8 m/s

9 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035 .04

175




0 20 40 60 80 100335

336

337

338

339

340


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 2

Crit PF 2

WS PF 2

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

7 m/s

8 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035

0 20 40 60 80 100333

334

335

336

337

338

339


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 2

Crit PF 2

WS PF 2

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

7 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035

176



0 20 40 60 80 100 120 140 160 180331.0

331.5

332.0

332.5

333.0

333.5

334.0

334.5


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 2

Crit PF 2

WS PF 2

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

7 m/s

Ground

Bank Sta

.035

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180329

330

331

332

333

334

335


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 2

Crit PF 2

WS PF 2

2.5 m/s

3.0 m/s

3.5 m/s

4.0 m/s

4.5 m/s

Ground

Bank Sta

.035

177



0 20 40 60 80 100 120 140 160322

323

324

325

326

327

328


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.035 .04

0 50 100 150 200320

321

322

323

324

325


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 2

Crit PF 2

WS PF 2

0 m/s

2 m/s

4 m/s

6 m/s

8 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

178



0 50 100 150 200 250316.5

317.0

317.5

318.0

318.5

319.0

319.5

320.0

320.5


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 2

Crit PF 2

WS PF 2

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035

0 20 40 60 80 100 120 140 160313

314

315

316

317

318

319


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 2

Crit PF 2

WS PF 2

0 m/s

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

179



0 20 40 60 80 100 120 140311

312

313

314

315

316


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 2

Crit PF 2

WS PF 2

2 m/s

4 m/s

6 m/s

8 m/s

10 m/s

Ground

Bank Sta

.035 .04

0 20 40 60 80 100 120 140 160308.5

309.0

309.5

310.0

310.5

311.0

311.5

312.0


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 2

Crit PF 2

WS PF 2

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

Ground

Bank Sta

.035 .04

180



0 20 40 60 80 100 120 140 160 180304

305

306

307

308

309


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 2

Crit PF 2

WS PF 2

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

7 m/s

8 m/s

9 m/s

Ground

Bank Sta

.035 .04

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180302.0

302.5

303.0

303.5

304.0

304.5

305.0

305.5


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 2

Crit PF 2

WS PF 2

0 m/s

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

Ground

Bank Sta

.035 .04

181



0 20 40 60 80 100 120298

299

300

301

302

303


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 2

Crit PF 2

WS PF 2

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

7 m/s

8 m/s

9 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035

0 20 40 60 80295

296

297

298

299

300


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 2

Crit PF 2

WS PF 2

0 m/s

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

7 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035

182



0 20 40 60 80 100293

294

295

296

297

298

299

300


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

2.5 m/s

3.0 m/s

3.5 m/s

4.0 m/s

4.5 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035

0 10 20 30 40 50 60 70 80293

294

295

296

297

298


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035

183


Figura 101. Resultados del modelado hidráulico para la Sección 17.5-1 (aguas arriba del


0 20 40 60 80 100 120 140 160 180285

290

295

300

305

310


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 2

Crit PF 2

WS PF 2

0 m/s

2 m/s

4 m/s

6 m/s

8 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180285

290

295

300

305

310


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 2

Crit PF 2

WS PF 2

0 m/s

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

184




0 20 40 60 80 100 120 140285

290

295

300

305

310


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 2

Crit PF 2

WS PF 2

0 m/s

2 m/s

4 m/s

6 m/s

8 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

0 20 40 60 80 100 120 140285

290

295

300

305

310


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

0 m/s

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

185



0 20 40 60 80 100 120286

288

290

292

294

296

298

300

302

304


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 2

Crit PF 2

WS PF 2

0 m/s

2 m/s

4 m/s

6 m/s

8 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

0 20 40 60 80285

286

287

288

289

290

291

292


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 2

Crit PF 2

WS PF 2

4.0 m/s

4.5 m/s

5.0 m/s

5.5 m/s

6.0 m/s

6.5 m/s

7.0 m/s

7.5 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035 .04

186



0 20 40 60 80 100282

284

286

288

290

292

294


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 2

Crit PF 2

WS PF 2

4 m/s

5 m/s

6 m/s

7 m/s

8 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035 .04

0 10 20 30 40 50 60280

281

282

283

284

285

286

287


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 2

Crit PF 2

WS PF 2

4 m/s

5 m/s

6 m/s

7 m/s

8 m/s

9 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035 .04

187



0 10 20 30 40 50 60 70280

281

282

283

284

285

286


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 2

Crit PF 2

WS PF 2

4.5 m/s

5.0 m/s

5.5 m/s

6.0 m/s

6.5 m/s

7.0 m/s

7.5 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035 .04

0 20 40 60 80 100 120276

278

280

282

284

286

288


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 2

Crit PF 2

WS PF 2

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

7 m/s

8 m/s

9 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035 .04

188




0 20 40 60 80 100335

336

337

338

339

340


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 3

Crit PF 3

WS PF 3

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

7 m/s

8 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035

0 20 40 60 80 100333

334

335

336

337

338

339


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 3

Crit PF 3

WS PF 3

0 m/s

2 m/s

4 m/s

6 m/s

8 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035

189



0 20 40 60 80 100 120 140 160 180331.0

331.5

332.0

332.5

333.0

333.5

334.0

334.5


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 3

Crit PF 3

WS PF 3

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

7 m/s

8 m/s

Ground

Bank Sta

.035

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180329

330

331

332

333

334

335


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 3

Crit PF 3

WS PF 3

2.5 m/s

3.0 m/s

3.5 m/s

4.0 m/s

4.5 m/s

5.0 m/s

Ground

Bank Sta

.035

190



0 20 40 60 80 100 120 140 160322

323

324

325

326

327

328


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 3

WS PF 3

Crit PF 3

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.035 .04

0 50 100 150 200320.0

320.5

321.0

321.5

322.0

322.5

323.0

323.5


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 3

WS PF 3

Crit PF 3

1.0 m/s

1.5 m/s

2.0 m/s

2.5 m/s

3.0 m/s

3.5 m/s

4.0 m/s

4.5 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

191



0 50 100 150 200 250316

317

318

319

320

321


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 3

Crit PF 3

WS PF 3

0 m/s

2 m/s

4 m/s

6 m/s

8 m/s

10 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035

0 20 40 60 80 100 120 140 160313

314

315

316

317

318

319


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 3

WS PF 3

Crit PF 3

0 m/s

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

192



0 20 40 60 80 100 120 140311

312

313

314

315

316


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 3

Crit PF 3

WS PF 3

2 m/s

4 m/s

6 m/s

8 m/s

10 m/s

Ground

Bank Sta

.035 .04

0 20 40 60 80 100 120 140 160308.5

309.0

309.5

310.0

310.5

311.0

311.5

312.0


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 3

Crit PF 3

WS PF 3

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

Ground

Bank Sta

.035 .04

193



0 20 40 60 80 100 120 140 160 180304

305

306

307

308

309


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 3

Crit PF 3

WS PF 3

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

7 m/s

8 m/s

9 m/s

Ground

Bank Sta

.035 .04

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180302.0

302.5

303.0

303.5

304.0

304.5

305.0

305.5


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 3

Crit PF 3

WS PF 3

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

Ground

Bank Sta

.035 .04

194



0 20 40 60 80 100 120298

299

300

301

302

303


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 3

Crit PF 3

WS PF 3

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

7 m/s

8 m/s

9 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035

0 20 40 60 80295

296

297

298

299

300


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 3

Crit PF 3

WS PF 3

0 m/s

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

7 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035

195



0 20 40 60 80 100293

294

295

296

297

298

299

300


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 3

WS PF 3

Crit PF 3

2.5 m/s

3.0 m/s

3.5 m/s

4.0 m/s

4.5 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035

0 10 20 30 40 50 60 70 80293

294

295

296

297

298


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 3

WS PF 3

Crit PF 3

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035

196


Figura 127. Resultados del modelado hidráulico para la Sección 17.5-1 (aguas arriba del puente) con T=100 años.

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180285

290

295

300

305

310


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 3

Crit PF 3

WS PF 3

0 m/s

2 m/s

4 m/s

6 m/s

8 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180285

290

295

300

305

310


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 3

Crit PF 3

WS PF 3

0 m/s

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

197




0 20 40 60 80 100 120 140285

290

295

300

305

310


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 3

WS PF 3

Crit PF 3

0 m/s

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

0 20 40 60 80 100 120 140285

290

295

300

305

310


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 3

WS PF 3

Crit PF 3

0 m/s

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

198



0 20 40 60 80 100 120286

288

290

292

294

296

298

300

302

304


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 3

Crit PF 3

WS PF 3

0 m/s

2 m/s

4 m/s

6 m/s

8 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

0 20 40 60 80285

286

287

288

289

290

291

292


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 3

Crit PF 3

WS PF 3

4.5 m/s

5.0 m/s

5.5 m/s

6.0 m/s

6.5 m/s

7.0 m/s

7.5 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035 .04

199



0 20 40 60 80 100282

284

286

288

290

292

294


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 3

Crit PF 3

WS PF 3

4 m/s

5 m/s

6 m/s

7 m/s

8 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035 .04

0 10 20 30 40 50 60280

281

282

283

284

285

286

287


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 3

Crit PF 3

WS PF 3

5 m/s

6 m/s

7 m/s

8 m/s

9 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035 .04

200



0 10 20 30 40 50 60 70280

281

282

283

284

285

286


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 3

Crit PF 3

WS PF 3

4.5 m/s

5.0 m/s

5.5 m/s

6.0 m/s

6.5 m/s

7.0 m/s

7.5 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035 .04

0 20 40 60 80 100 120276

278

280

282

284

286

288


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 3

Crit PF 3

WS PF 3

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

7 m/s

8 m/s

9 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035 .04

201

A-6.4 Periodo de retorno de 1.5 años

Figura 136. Resultados del modelado hidráulico para la Sección 1 con T=1.5 años.


0 20 40 60 80 100335.0

335.5

336.0

336.5

337.0

337.5

338.0

338.5


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 4

Crit PF 4

WS PF 4

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035

0 20 40 60 80 100333

334

335

336

337

338

339


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 4

Crit PF 4

WS PF 4

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035

202



0 20 40 60 80 100 120 140 160 180331.0

331.5

332.0

332.5

333.0

333.5

334.0

334.5


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 4

Crit PF 4

WS PF 4

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

Ground

Bank Sta

.035

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180329

330

331

332

333

334

335


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 4

WS PF 4

Crit PF 4

1.0 m/s

1.5 m/s

2.0 m/s

2.5 m/s

3.0 m/s

Ground

Bank Sta

.035

203



0 20 40 60 80 100 120 140 160322

323

324

325

326

327

328


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 4

Crit PF 4

WS PF 4

0 m/s

2 m/s

4 m/s

6 m/s

8 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.035 .04

0 50 100 150 200320.0

320.5

321.0

321.5

322.0

322.5


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 4

Crit PF 4

WS PF 4

0 m/s

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

204



0 50 100 150 200 250316.5

317.0

317.5

318.0

318.5

319.0

319.5

320.0

320.5


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 4

Crit PF 4

WS PF 4

0 m/s

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035

0 20 40 60 80 100 120 140 160313

314

315

316

317

318

319


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 4

Crit PF 4

WS PF 4

0 m/s

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

205



0 20 40 60 80 100 120 140311.0

311.5

312.0

312.5

313.0

313.5

314.0


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 4

Crit PF 4

WS PF 4

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

Ground

Bank Sta

.035 .04

0 20 40 60 80 100 120 140 160308.5

309.0

309.5

310.0

310.5

311.0

311.5


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 4

Crit PF 4

WS PF 4

0.5 m/s

1.0 m/s

1.5 m/s

2.0 m/s

2.5 m/s

3.0 m/s

3.5 m/s

4.0 m/s

Ground

Bank Sta

.035 .04

206



0 20 40 60 80 100 120 140 160 180304.0

304.5

305.0

305.5

306.0

306.5

307.0

307.5

308.0


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 4

Crit PF 4

WS PF 4

0 m/s

2 m/s

4 m/s

6 m/s

8 m/s

Ground

Bank Sta

.035 .04

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180302.0

302.5

303.0

303.5

304.0

304.5


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 4

WS PF 4

Crit PF 4

1.0 m/s

1.5 m/s

2.0 m/s

2.5 m/s

3.0 m/s

3.5 m/s

Ground

Bank Sta

.035 .04

207



0 20 40 60 80 100 120298.0

298.5

299.0

299.5

300.0

300.5

301.0

301.5


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 4

Crit PF 4

WS PF 4

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

7 m/s

8 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035

0 20 40 60 80295.0

295.5

296.0

296.5

297.0

297.5

298.0

298.5


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 4

Crit PF 4

WS PF 4

1.5 m/s

2.0 m/s

2.5 m/s

3.0 m/s

3.5 m/s

4.0 m/s

4.5 m/s

5.0 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035

208



0 20 40 60 80 100293

294

295

296

297

298

299

300


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 4

WS PF 4

Crit PF 4

1.4 m/s

1.6 m/s

1.8 m/s

2.0 m/s

2.2 m/s

2.4 m/s

2.6 m/s

2.8 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035

0 10 20 30 40 50 60 70 80293.5

294.0

294.5

295.0

295.5

296.0

296.5


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 4

WS PF 4

Crit PF 4

0 m/s

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035

209


Figura 153. Resultados del modelado hidráulico para la Sección 17.5-1 (aguas arriba del puente) con T=1.5 años.

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180285

290

295

300

305

310


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 4

Crit PF 4

WS PF 4

5.6 m/s

5.8 m/s

6.0 m/s

6.2 m/s

6.4 m/s

6.6 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180285

290

295

300

305

310


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 4

WS PF 4

Crit PF 4

3.6 m/s

3.7 m/s

3.8 m/s

3.9 m/s

4.0 m/s

4.1 m/s

4.2 m/s

4.3 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

210


puente) con T=1.5 años.


0 20 40 60 80 100 120 140285

290

295

300

305

310


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 4

Crit PF 4

WS PF 4

0 m/s

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

0 20 40 60 80 100 120 140285

290

295

300

305

310


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 4

WS PF 4

Crit PF 4

0 m/s

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

211



0 20 40 60 80 100 120286

288

290

292

294

296

298

300

302

304


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 4

Crit PF 4

WS PF 4

0 m/s

1 m/s

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

Ground

Ineff

Bank Sta

.04 .035 .04

0 20 40 60 80285

286

287

288

289

290

291

292


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 4

Crit PF 4

WS PF 4

2.0 m/s

2.5 m/s

3.0 m/s

3.5 m/s

4.0 m/s

4.5 m/s

5.0 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035 .04

212



0 20 40 60 80 100282

284

286

288

290

292

294


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 4

Crit PF 4

WS PF 4

2.5 m/s

3.0 m/s

3.5 m/s

4.0 m/s

4.5 m/s

5.0 m/s

5.5 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035 .04

0 10 20 30 40 50 60280

281

282

283

284

285

286

287


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 4

Crit PF 4

WS PF 4

2 m/s

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035 .04

213



0 10 20 30 40 50 60 70280

281

282

283

284

285

286


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 4

Crit PF 4

WS PF 4

2.0 m/s

2.5 m/s

3.0 m/s

3.5 m/s

4.0 m/s

4.5 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035 .04

0 20 40 60 80 100 120276

278

280

282

284

286

288


Station (m)

Ele

vation

(m

)

Legend

EG PF 4

Crit PF 4

WS PF 4

3 m/s

4 m/s

5 m/s

6 m/s

7 m/s

Ground

Bank Sta

.04 .035 .04

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