advertisement

Análisis de riesgo de falla por desbordamiento de las obras de contención del P.H. Aguamilpa durante las Avenidas extraordinarias de enero 1992

50 %
50 %
advertisement
Information about Análisis de riesgo de falla por desbordamiento de las obras de...

Published on June 7, 2016

Author: AcademiaDeIngenieriaMx

Source: slideshare.net

advertisement

1. [¡ío 1ACADEMIA MEXICANA DE INGENIERIA ME XI CO Análisis del Riesgo de Falla por Desbordamiento de las Obras de Contención del P. H. Aguamilpa durante las Avenidas Extraordinarias de Enero, 1992. - . Humberto Marengo Mogollón Noviembre de 1998 México, D.F.

2. Riesgo de Falla por Desbordamiento. P.H. Aguamilpa PREFACIO. Algunos incidentes con severas consecuencias han ocurrido en años recientes en diversas presas del mundo, los cuales han originado la falla de algunas de ellas. Ante esta situación, se ha despertado una preocupación plenamente justificada, ya que la súbita liberación de miles de toneladas de agua sobre asentamientos humanos importantes puede causar enormes pérdidas humanas y materiales, además de graves daños al medio ambiente, concluyéndose en forma generalizada que las presas no deben fallar. Muchas presas y centrales hidroeléctricas en México están próximas de terminar su vida útil; por otra parte, muchas de ellas se diseñaron, construyeron y montaron con normas o estándares que no necesariamente cumplen con las actualmente existentes. Recientemente, se ha presentado en el mundo un gran interés en cuanto a seguridad de presas, muestra de ello es que existen numerosos artículos escritos en diferentes congresos y sesiones técnicas, además de varios trabajos de investigación al respecto. Varias agencias y propietarios de presas y centrales hidroeléctricas, en todo el mundo, han creado grupos específicos para estudiar y definir las acciones a seguir en este tipo de problemas. El interés por incrementar la seguridad de presas no debe plantearse sólo como un beneficio a la sociedad, sino que indudablemente debe verse como un mejoramiento a la capacidad de regulación de las presas y, por tanto, de la generación de energía, además de la regulación de avenidas. Se puede señalar por ejemplo, que muchas de las presas existentes no necesariamente son capaces de pasar las avenidas que hoy en día se juzgarían como de diseño y tampoco de resistir sismos como los que se han presentado recientemente en nuestro país. 1. INTRODUCCIÓN. Consideraciones generales. Según el Comité Internacional de Grandes Presas (ICOLD, por sus siglas en inglés, 1995) se define como falla o ruptura a: "E/colapso o movimiento de una parte de la presa que no puede retener el agua. En general una fa/la da como resultado una liberación de grandes cantidades de agua, imponiendo riesgos a las personas y propiedades aguas abajo". Los antecedentes de publicaciones del ICOLD, "Lessons from Dam lncidents" de 1974, y "Deterioration of Dams and reservoires" de 1983, plantearon dos preguntas interesantes: ¿Cuáles son los principales procesos o mecanismos que causan incidentes? ¿Que progresos se han hecho en términos generales en los últimos cien años para evitarlos? De acuerdo con el ICOLD (1989), al efectuar el diseño de presas, el ingeniero proyectista debe crear una estructura que en conjunto resulte lo más económica posible, y al mismo tiempo considerar los dos siguientes aspectos: . La estructura deberá comportarse satisfactoriamente sin deterioro apreciable durante la vida de la presa. • Esta no debe fallar en forma catastrófica durante las condiciones más severas que puedan suceder durante la vida de la misma. La filosofía de estas aseveraciones se refiere a la estabilidad de las presas, no obstante cabe preguntarse si se consideran avenidas excepcionales que contemplen los efectos del acarreo de grandes volúmenes de sólidos que transportan sedimentos, producto del deslizamiento de laderas y árboles derribados, así como el funcionamiento hidráulico de las obras de desvío. 2

3. Riesgo de Falla por Desbordamiento, PI-!. Aguamilpa La respuesta debe darse en el sentido de que para un alto rango de avenidas y sismos de gran intensidad, la seguridad debe garantizarse, sin que desde el punto de vista económico sean innecesariamente excedidas las medidas de seguridad y por otra parte, debe enfatizarse en la necesidad de mejorar las condiciones de las presas antiguas ya sea rehabilitando o controlando los efectos negativos de ellas. Surge entonces otra pregunta encaminada a la utilización de recursos: ¿pueden los gastos ocasionados por incrementar la seguridad en presas ser usados para otros propósitos? (Construir otras presas o implantar algún programa de salud, etc. ), en cuyo caso ¿es posible aceptar una falla "económica" de una presa en la que se incluyan los daños aguas abajo de la misma? Es conveniente recurrir a un análisis técnico y económico del riesgo para responder a estas preguntas, pero los aspectos político y social se vuelven mandatarios y entonces aparece una pregunta crucial; ¿a qué costo la sociedad debe proporcionar seguridad a las vidas humanas? No existe en ese sentido una respuesta universal, pues el criterio de seguridad a seguir depende de cada país, estado, región y aun de cada individuo. El conocimiento mundial de los fenómenos hídrometeorológicos está avanzando significativamente, y se puede tener optimismo en cuanto a que los principios básicos de seguridad en presas se están estableciendo para disminuir sensiblemente el riesgo de falla. De cualquier forma, a pesar del esfuerzo humano para controlar las grandes avenidas, pueden ocurrir eventos extraordinarios que sobrepasen las limitaciones humanas, en cuyo caso puede tenerse un margen de seguridad al instalar un sistema de emergencia aguas arriba y otro aguas abajo del sitio de la presa, como ya se ha hecho en otros países. Un análisis de seguridad permitirá, sin duda, construir presas más seguras y económicas, corregir algunas de las construidas con criterios audaces y tomar en cuenta la confiabilidad que deben tener estructuras temporales como las obras de desvío. 2. ANTECEDENTES DE FALLAS EN PRESAS A NIVEL MUNDIAL. Las presas proporcionan grandes beneficios al ser humano, pero también resultan potencialmente peligrosas, ya que ocurren fallas por la enorme magnitud de los volúmenes de agua que almacenan, fenómeno que provoca grandes pérdidas humanas y materiales, además de daños importantes al medio ambiente. De hecho, puede decirse que pocas actividades humanas poseen tal potencial de daño y destrucción como la falla de una presa, 1 aunque son pocas las que experimentan durante su vida útil los eventos extremos para los cuales fueron diseñadas. 1 El crecimiento humano ha llevado a los ingenieros a la construcción de presas cada vez más grandes que permitan irrigar tierras, tomar agua para consumo humano, municipal e industrial, así como la generación de energía eléctrica tan vital hoy en día, además de ser de gran utilidad para el control de avenidas. Estas razones hacen que las presas en altura, número, tamaño y costo hayan crecido 1 exponencialmente en las últimas décadas. 1 Existen en el mundo más de 100,000 presas (Marengo, 1995), incluyendo 35,000 grandes presas que según el ICOLD (1989) son las que tienen más de 15 m de altura, aunque también entran en esta categoría las que están entre 10 y 15 m pero que cumplen con alguna de las siguientes condiciones: longitud de cresta de 500 m por lo menos o descarga máxima de 2,000 m 3/s, condiciones complejas en la cimentación o diseño inusual de la presa. 3

4. Riesgo de Falla por Desbordamiento, P.I -I. Aguamilpa El objetivo al revisar las principales causas de falla en presas es conocer los factores más importantes que deben tomarse en cuenta al hacer un análisis de riesgo de falla. Los trabajos en cuanto a estad istica de fallas en presas más recientes son el de Lebreton de 1985, referente a fallas y accidentes graves en presas; el de Laginha Serafim y Coutinho-Rodrigues de 1989 y el de Silveira acerca de la durabilidad de presas de 1990. Sin embargo, existen numerosos antecedentes entre los que se pueden mencionar los presentados por Baecher (1980) y Marengo (1994), quienes resumen las causas de falla en presas, de acuerdo con varios autores en la tabla 1. MIDDLEBROOKS GRUNER TAKASE BABB Y USCOLD SILVEIRA CAUSAS (1953) (1963) (1967) MERMEL (1975) (1990) DESBORDAMIENTO 30 23 28 36 38 57 TUBIFICACIÓN O 38 40 44 30 44 24 FILTRACIÓN DESLIZAMIENTOS 15 2 10 15 9 8 VARIOS 17 35 18 19 9 11 7'I1JLA 1. ('atisas deja/la de gran cies presas en porreo luje (según diversos cm/ales). Según Yen y Tang (1979), los factores relacionados con las causas de falla en presas pueden agruparse como sigue: Factores hidrológicos. Incluyen frecuencia de avenidas, volumen pico y distribución en el tiempo de las avenidas, nivel inicial del embalse antes de recibir la avenida, sedimentos en el embalse, escombros alrededor de la presa y oleaje por viento. Factores hidráulicos. Comprenden la capacidad del vertedor, obras de toma, compuertas, erosión y falla de tuberías y válvulas. Factores geotécnicos. Abarcan condiciones desfavorables del suelo, tales como capas débiles, material fisurado, juntas adversamente orientadas, filtración, tubificación, excesiva presión de poro, asentamientos, inestabilidad de taludes durante vaciados rápidos en el embalse y deslizamiento de taludes en alguna zona de la presa. Factores sísmicos. Se refieren a condiciones de estabilidad sísmica de la presa, licuación, grietas inducidas por sismos, oleaje por sismo y presión hidrodinámica. Factores estructurales y de construcción. Reúnen diseño estructural inadecuado, malos materiales, errores de construcción y pobre control de calidad. Factores operacionales. Integran mantenimiento inapropiado, procedimientos incorrectos de operación, errores humanos y negligencia. Otros factores. Implican actos de guerra, sabotaje e impactos accidentales en estructuras (como vehículos, embarcaciones etc.). Estos factores están sujetos a la incertidumbre, pueden ser diferentes en cada caso y variar en el tiempo y el espacio. 3. CONSIDERACIONES DE DETERIORO Y FALLA. En el reporte de Silveira (1990) respecto a la durabilidad, se recopiló información de 15,800 grandes presas en las que se consideró la información de 1,105 presas en 33 países; los resultados más importantes son los siguientes: Los casos de deterioro fueron 2,103 en las 1,105 presas estudiadas, lo cual revela que varios tipos de deterioro ocurrieron en la misma estructura; de estos 2,103 casos analizados, las de concreto y mampostería corresponden al 32.5 por ciento de los casos, de las cuales 4

5. Riesgo do Falla por Desbordamiento, P.F1. Aguamilpa lo el 83 por ciento se relacionan con presas de concreto y 17 por ciento con presas de mampostería, mientras que las presas de tierra y enrocamiento ocupan un 67.5 por ciento de los casos de deterioro, del cual el 93 por ciento son en presas de tierra y el 7 por ciento restante de enrocamiento. En relación con la altura, a las presas entre 15 y 30 m les corresponden los mayores porcentajes de presas deterioradas de tierra y enrocamiento. El gran deterioro en presas de concreto y mampostería se presenta para aquellas entre 50 y 100 m. Cabe hacer notar también el alto nivel de deterioro en presas de más de 100 m de altura sin que se hayan presentado fallas. , El deslizamiento de taludes es la principal causa del deterioro en el embalse y la zona aguas abajo de la presa. ' En cuanto a fallas se refiere, Silveira (1990) hizo las siguientes consideraciones: Se adoptaron cuatro tipos de presas de concreto - gravedad (G), mampostería (M), arco y arcos múltiples (A), y contrafuertes (C) y dos tipos de materiales sueltos; tierra (T) y enrocamiento (E). • Se consideraron también cuatro períodos para definir cuando ocurren las fallas; durante la construcción, en el primer llenado, en los primeros cinco años de operación o después de los primeros cinco años de operación. Se encontraron 107 casos de fallas totales reportadas, las cuales se señalan en la figura 1, donde las obras accesorias (insuficiencia del vertedor y fallas en obras de toma) tienen un 44 por ciento de los casos (36 por ciento en el caso de presas de tierra y enrocamiento y 8 por ciento para las presas de concreto), el 25 por ciento de las fallas se reportan para el comportamiento del cuerpo de la cortina (22 por ciento a las de tierra y enrocamiento y tres por ciento a las de concreto), las fallas por causas en la cimentación (14 por ciento), compuesta en un ocho por ciento de las fallas de presas de concreto y seis por ciento para las de tierra y enrocamiento. PRINCIPALES CAUSAS DE FALLA EN PRESAS (107 casos de falla) Comportamiento del cuerpo de la cortina 25 % Obras accesorias 44"/o TYE TYE/ Cimentación 14 % T Y E Tierray enrocamiento C Concreto M Mampostería Combinación de factores 14% Materiales 3% Nota: Porcentajes del total Figura 1. Principales causas de falta en presas (107 casas). La tabla 2 indica la distribución de los 61 casos de falla por desbordamiento por período de terminación, altura y período de ocurrencia de falla. Esta tabla muestra que las fallas en presas de tierra y enrocamiento son casi constantes en número por década. 5

6. Riesgo de PaSa por Desbordamiento, P.I 1. Aguamilpa CONCRETO Y TIERRA Y ENROCAMIENTO TOTAL MAMPOSTERIA N° Por ciento N° Por ciento N° Por ciento <1900 9 14,70 8 13.12 17 27.87 1900-1909 4 6.60 2 3.28 2 3.28 1910-1919 4 6.60 7 11.48 11 18.03 1920-1929 - - 2 3.28 6 9.83 g 1930-1939 - - 3 4.92 3 4392 Ow< 1940-1 949 - - 3 4.92 3 4.92 w w 1950-1959 - - 6 9.83 6 9.83 1960-1969 1 1.6 7 11.48 8 13.12 1970-1975 - - 5 8.19 5 8.19 TOTAL 18 29.5 43 70.5 61 100 <15 1 1.60 5 8.19 6 9.83 15-30 10 16.47 21 34,45 31 50.82 30.50 6 9.83 9 14.75 15 24.6 -J 50-100 1 1.60 8 13.11 9 14.75 >100 - - - - - - TOTAL 18 29.50 43 70.50 61 100 CON STRUCC ION 2 3.28 (<5 AÑOS) 11 18.03 13 21,13 OZ iu oo-J PRIMEROS 5 AÑOS 4 16.40 9 14.75 13 21.31 DESPUES DE W0UJ O D 12 19.68 23 37.72 35 57.38 5 AÑOS TOTAL 18 39.50 43 70.50 60 100 T4I31..'1 2. ¡'alía poi'(lL'S601'(íctI/li('HIO (61 casos') por perío(l() (le I('/'/fliflaCló/l, a/lilia i'p(i'íO(lO de 0C1117'eilCi(i (le lujo/la. Se muestra también que en las últimas décadas las presas de concreto y mampostería no han fallado por desbordamiento, lo cual indica que en este aspecto son mucho más seguras que las de tierra y enrocamiento. De los datos mencionados se puede señalar lo siguiente: Las presas de tierra y enrocamiento presentan la relación más alta de falla debido a desbordamientos, mostrando una incidencia más o menos constante por década. Las presas de concreto y mampostería sólo han registrado una falla en los últimos 45 años. Sólo dos bloques de apoyo de presas de arco han fallado por desbordamiento y únicamente un arco con cimentación deficiente falló por la misma causa durante la construcción. Todos los arcos han resistido este factor de destrucción. Las probabilidades más grandes de que las fallas se presenten en este tipo de presas ocurren para aquellas construidas entre 1900-191 9, con alturas entre 15 y 30 m. 1.1

7. Riesgo de Falla por Desbordamiento, P11. Aguarnilpa Esta tabla 2 permite observar que 13 de las 61 fallas por desbordamiento ocurrieron durante la construcción —que es el caso que nos ocupa-, 11 de tierra y enrocamiento y 2 de concreto gravedad. De los otros 48 casos de falla por esta causa, al menos 7 fueron por un mal funcionamiento de compuertas y 5 por haber fallado una presa aguas arriba. Estas situaciones, así como el número de fallas que se debieron a una subestimación de la avenida de diseño, las cuales son sujetas de futuras investigaciones. Una posible explicación de que no se hayan presentado fallas totales en presas de más de 100 m es que, para grandes presas, se tiene un gran cuidado en el diseño, estimación de avenidas y operación de compuertas. Al considerar las distintas fallas en presas, se puede llegar a los siguientes comentarios: Se debe prestar gran atención a las avenidas que pueden incidir realmente en una presa en particular, y revisar cuidadosa y detalladamente las presas ya construidas, ya que el mayor número de fallas ocurre por insuficiencia en el vertedor. Debido a la gran incidencia del deterioro en el cuerpo de la cortina y de la cimentación por percolación y erosión interna de la misma, es necesario incrementar significativamente los tratamientos, inyecciones y reparaciones de filtros. En los embalses y zonas aguas abajo de las presas, debe darse gran atención a la regularización, protección y refuerzo de drenes para evitar deslizamiento de taludes. En obras accesorias es necesario incrementar el monitoreo, la construcción de drenajes y filtros, y su reparación en las diversas estructuras. Los casos de falla de presas en construcción, se ha debido básicamente a desbordamientos con una incidencia de 13 casos en 61 desbordamientos, es decir un 21.3 por ciento de las presas han fallado por esta causa. En particular en las presas de tierra y enrocamiento durante el periodo de construcción, la incidencia ha sido de un 25.58 por ciento al considerar que 43 presas de este tipo han fallado por desbordamiento. 4. INCIDENTES Y FALLAS DE PRESAS EN MÉXICO. En el diseño, construcción y operación de presas se han registrado avances significativos a nivel mundial. En los últimos 20 años se ha prestado una gran importancia a las consideraciones de durabilidad y falla de las mismas y se puede decir que se han establecido las bases técnica y científica para definir la seguridad que deben tener las presas y las obras temporales como las de desvío, sin embargo esto no se ha implantado en forma decidida en nuestro país. Se puede considerar que se han planteado las bases para entender los aspectos geológicos, hidrológicos y la naturaleza y comportamiento de los materiales, así como las cargas y ciclos a los que las presas están sujetas. El desarrollo de métodos numéricos y técnicas computacionales permiten tener un mejor panorama en estos aspectos y se puede decir que se están haciendo serios esfuerzos para instrumentar y definir de una mejor manera el comportamiento estructural de las presas. La seguridad por si misma, debe ser una consideración de gran importancia para el ingeniero, ya que deben tomarse en cuenta todos los factores que razonablemente pueden ser identificados, de hecho la seguridad de presas depende de factores predominantes: diseño, calidad de construcción, mantenimiento y operación. Aunque parezca obvío, remover o restar la importancia que cada uno tiene, es tener una catástrofe potencial. En cuanto a diseño, los criterios usuales de factores de seguridad están empezando a ser cuestionados, empleándose cada vez más los criterios probabilísticos, los cuales son más científicos y en los que está inherente el concepto de confiabilidad. Aunque algunos expertos aún no lo consideran 7

8. e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e Riesgo de Falla por Desbordamiento, P11. Aguamilpa aceptado por la profesión, sin embargo se están haciendo actualmente esfuerzos importantes para que se incluyan en el diseño de presas y en la revisión de algunas de las ya construidas, lo cual permitirá sin duda tomar las medidas necesarias para que las nuevas presas sean más seguras y económicas y se tomen las medidas pertinentes para que las ya construidas también resulten así. Es importante mencionar que en la etapa de diseño como sucede en otros países, debe implantarse un panel que revise el diseño del consultor o grupo que lo efectúa y que además lo haga oportunamente para que las medidas que se consideren necesarias, se puedan llevar a cabo. La construcción es probablemente el aspecto más difícil de todos, ya que en la gran mayoría de estas obras existen compromisos políticos y sociales que obligan a cumplir un programa en tiempo y costo que en muchas de las ocasiones no son compatibles con la calidad requerida en las bases de diseño y la realidad de la obra. Además, en la mayoría de las veces el grado de supervisión varía enormemente de un país a otro y aún presenta diferencias dentro de una misma institución; por ejemplo, muchos clientes piensan que pagar una supervisión adecuada es superfluo, lo cual puede acarrear graves consecuencias. Respecto al mantenimiento y operación, el grupo de diseño o consultor, así como el supervisor deben formar parte del comité de inspección de la presa que están revisando y operando, ya que conocen y están íntimamente ligados con el proyecto en sí y los detalles que lo componen; de esta manera el monitoreo y la verificación del comportamiento de la estructura pueden ser verdaderamente efectivos. Lamentablemente estos aspectos no se consideran a la fecha y solamente se toman en cuenta cuando aparecen las crisis. En México, han ocurrido algunas fallas e incidentes en presas diseñadas y construidas en el presente siglo asociadas a diversas causas (Marsal, 1980) que se describen brevemente a continuación: 4.1 Fallas. Desbordamiento. En 1975 en el área de Irapuato, Guanajuato, se destruyó la presa del Conejo provocada por el desbordamiento de la presa La Llave, estructura similar ubicada aguas arriba en la misma cuenca; tal evento no se había previsto al dimensionar el vertedor de la primera estructura. Flujo de Agua. Se entiende por fallas debido al flujo de agua, las originadas por tubificación o erosión, sea en la estructura térrea o en la cimentación. Esto ocurrió en el dique Laguna (sistema Necaxa, Puebla) en 1969 en la que se presentó en el empotramiento derecho de la cimentación un flujo concentrado que abrió una brecha de 30 m de ancho en la presa y provocó el vaciado rápido de unos 20 millones de m 3. Otro caso espectacular por la magnitud y rapidez de la erosión a través de la masa de suelo compactado fue el de La Escondida, Tamaulipas, dique de tipo homogéneo de 8 m de altura máxima y 2.5 km de longitud, que falló durante el primer llenado en junio de 1972; según Marsal (1980), la falla se debió a que el dique se construyó con arcillas dispersivas. Deslizamientos. Se presentaron en dos diques auxiliares; uno de ellos el dique Pescaditos del Proyecto Presidente Alemán, Oaxaca de 12 m de altura y el otro el dique de la presa El Estribón, Jalisco, que falló después de 18 años de operación. Fugas en conductos enterrados. Aunque no se tienen registradas en nuestro país fallas por esta causa, se sospecha que la destrucción de la presa Santa Ana, Hidalgo pudo haberse originado por tubificación a lo largo del conducto. Erosión de taludes. Se han observado dos casos de pérdida parcial del enrocamiento de protección debido al oleaje (presa Abelardo L. Rodríguez, Sonora y El Azúcar, Tamaulipas), y otro deslave intenso provocado por ondas inducidas en el embalse durante un 1.11

9. Riesgo de Falla por Desbordamiento, P11. Aguamilpa sismo (presa Unión-Calera, Guerrero). En ningún caso se puso en peligro la integridad de la estructura, pero revelaron fallas en el diseño o el control de la colocación de las capas de roca prevista para absorver la acción dinámica del agua embalsada. Otras causas. Por sismo, se conoce sólo la falla de la presa Tlalpujahua, Estado de México, construida por el procedimiento de relleno hidráulico con desechos de mina, que se destruyó violentamente por licuación (1940), causando un elevado número de víctimas y pérdidas materiales. Se sabe también que la presa Necaxa, Puebla, se colapsó en cuestión de minutos con pérdidas de vidas y destrucción parcial el 20 de mayo de 1909. El pie aguas arriba se desplazó 200 m, y unos 550000 m3 del material fluyeron hacia el embalse. Este desastre no estuvo asociado a eventos sismicos de significación; la tabla 3 muestra un resumen de estos casos: 1 CAUSA DE LA FALLA PRESA COMENTARIOS DESBORDAMIENTO El Conejo y La Llave, Gran número de casos en bordos, por insuficiencia o Guanajuato, (1975). carencia de vertedor Dique Laguna Sistema Necaxa Erosion interna por la cimentacion Puebla, (1969). FLUJO DEAGUA La Escondida, Erosión por la masa de suelo compactado. Tamaulipas (1972) Dique Pescaditos, A consecuencia de lluvias intensas, en ambos Pdte. Miguel Alemán, taludes. DESLIZAMIENTOS Oaxaca (1953). Dique El Estribón, Por la cimentación, talud aguas arriba, después Jalisco (1970). de 18 años de operación. FUGAS EN CONDUCTOS ENTERRADOS. Santa Ana, Se menciona esta causa entre las posibles Hidalgo, (1952). analizadas. Abelardo L. Rodríguez, Sonora Oleaje intenso y prolongado. EROSIÓN DE TALUDES El Azúcar, Tamaulipas Unión-Calera Oleaje inducido por sismos. Necaxa Licuacion de la masa de suelo desalineamiento Puebla (1909). del talud aguas arriba durante la construcción. OTRAS CAUSAS Licuación inducida probablemente por sismo. rlalpujahua Edo Mex (1940) Fue tes grietas por asentamiento diferencial Cacaloapan*, Puebla (1952). * No se terminó la construcción. TII]L,l 3. ¡"alIas de presas construidas en .lMrico entre 1940y 1960. Debe comentarse que de acuerdo con los parámetros de referencia en cuanto a probabilidades de falla teóricas obtenidas por el autor (Marengo 1994 y 1996), al considerar las fallas que se han presentado en diferentes presas en el mundo, se estima que se tiene una probabilidad de falla por año de JX10-4 al considerar el número de fallas totales y una vida útil promedio de la presa de 70 años. Es decir, con estas cifras, de las 1,017 presas registradas en nuestro país, se podría esperar que probablemente se pueda presentar la falla total de 7 presas en promedio, lo cual afortunadamente no ha sucedido. Sin duda este valor es importante y debe tomarse en cuenta para los análisis de riesgo de falla a realizarse. - 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1

10. e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e Riesgo de Falla por Desbordamiento, P.I-I. Aguamilpa 4.2. Incidentes. Aunque sólo se ha presentado una falla en presas en México por desbordamiento como se señaló anteriormente - El Conejo y La Llave, Guanajuato, (1975)—, nuestro país está sujeto a trayectorias ciclónicas que han ocasionado que se presenten eventos que han rebasado las previsiones iniciales en grandes proyectos; como ejemplo pueden mencionarse algunos casos: La presa de gravedad vertedora La Venta, Gro., en el río Papagayo (Marsal, Resendiz 1979, et al), con planta hidroeléctrica al pie, se había diseñado para descargar un caudal máximo de 12,000 m 3/s. Durante la construcción en dos oportunidades se presentaron avenidas del orden de 6,000 m 3/s, provocadas por perturbaciones ciclónicas en la región. En 1967, estando en operación la planta, se provocó una creciente de 11,800 m 3/s que llegó al límite de la capacidad prevista y provocó la inundación de la casa de máquinas, porque el ataque del agua en las márgenes del río sobreelevó el nivel aguas abajo, a una cota superior a la considerada en el proyecto. La revisión hidrológica del río Papagayo, con base en la información de ésa época, demostró que la obra debió diseñarse por lo menos para un caudal de 20,000 m 3/s. Debe mencionarse que a la fecha, al considerar el fuerte efecto de humedad que ocasionó el huracán Paulina en 1997, se debe revisar la avenida de diseño en esta parte del río que corresponde a la desembocadura del mismo río Papagayo. La presa del Infiernillo en el estado de Michoacán, (Marsal, Resendiz 1979 et al), fue construida por la Comisión Federal de Electricidad (CFE) entre los años 1961 y 1965 con objeto de generar energía y controlar avenidas del bajo Balsas. La obra de excedencias se diseñó inicialmente para un gasto pico de entrada de 28,000 m 3/s; posteriormente un grupo de consultores determinaron incrementar la avenida de ingreso a un orden de 38000 m 3/s al considerar envolventes mundiales, ya que el período de registros en el momento del proyecto era de solamente nueve años, Finalmente se utilizó una avenida de 38,800 m 3 /s amplificando la máxima de 11,500 m3/s ocurrida el 18 de octubre de 1955. En octubre de 1967 se presentó la mayor avenida histórica registrada hasta ahora en el sitio, apenas a dos años de haber terminado la presa. El gasto máximo estimado fue de 25,200 m 3/s, tuvo 13 días de duración y un volumen de 6,880 hm 3 . Recientemente se ha estudiado la seguridad de esta importante presa (Marengo, 1994) y se ha podido determinar, entre otras cosas, que se logró gran seguridad al sobreelevar la cortina 4.00 m, que es factible incrementar los niveles de operación que a la fecha se tienen establecidos y que es mucho más económico hacer confiables los vertedores que operar la presa a estos niveles. En cuanto a los aspectos sísmicos, no debe dejar de mencionarse el importante hecho de que el sismo de 1985 tuvo una ocurrencia con una intensidad de 8.1 grados en la escala de Richter, prácticamente a 130 km y 220 km de las presas La Villita y El Infiernillo, sin duda este evento tan severo a una distancia tan pequeña, permitió mostrar un buen comportamiento de ambas presas, sin embargo el criterio de diseño a seguir en cuanto a la revisión de varias presas existentes en el aspecto de seguridad, debe enfatizarse de una manera muy importante, sobre todo cuando se presentan sismos de gran intensidad como el señalado y cuando las presas están prácticamente azolvadas. Es de señalarse que la presa Zimapén (Marengo 1994), debido a intensas precipitaciones en la parte central del país ocasionaron que las presas Taxhimay, Danxhó, Requena y Endhó sobre el río Tula tuvieran fuertes escurrimientos y derrames. El día 10 de julio de 1991 se presentó en el sitio del Proyecto Hidroeléctrico Zimapán un gasto pico de 576 m 3 /s, que corresponde prácticamente al del diseño de la obra de desvío de 600 m 3/s; la sobreelevación inmediata de 4.50 m de la ataguía aguas arriba permitió incrementar la capacidad de regulación de dicha obra y no perder la fuerte inversión inicial hecha hasta ese momento. e e

11. Riesgo de Falla por Dcsbordamiento, Rl 1. Aguamilpa e e S. PROYECTO HIDROELÉCTRICO AGUAMILPA. 5.1 Descripción general. e Un ejemplo de este tipo de problemas es el que se describe a continuación para la presa Aguamilpa, la cual se encuentra actualmente terminada (1994) sobre el río Santiago, al norte de la ciudad de Tepic, Nay. La altura de la cortina es de 187 m, con un volumen de 14 C millones de m3, es la presa de enrocamiento con cara de concreto más alta del mundo (figura 2). C La planta hidroeléctrica es subterránea y cuenta con 3 unidades de 320 MW para una potencia total instalada de 960 MW y generación e media anual de 2,131 GWh; se tiene una obra de excedencias con cresta controlada y capaz de desalojar una avenida con gasto pico C de entrada de 17,483 m 3ls estimada con base a un estudio de precipitación máxima probable; el gasto de descarga es de 14,900 m 3ls. En enero de 1992 (Montañez, Castro, Gallardo, Flores, 1992) el pedraplén había alcanzado la configuración mostrada en la figura 2, cuando inesperadamente, se presentaron dos avenidas extraordinarias con intervalos de una semana, las cuales fueron mayores que el e máximo gasto registrado en la zona en los 50 años anteriores. El agua rebasó la ataguía, de 55 m de altura máxima, y se almacenó en e el recinto comprendido entre ésta y la cortina. Tal condición no estaba prevista en el diseño de la ataguía y, por un lado, puso en entredicho su estabilidad y, por el otro, causó estragos importantes en la cara de la cortina que sólo estaba parcialmente cubierta con C losas de concreto. e EL 235.0 e 3B 1 e EL. 48.0 EL. 95.0 EL 80.0 0 50 10Cm 11 P 1 Arcilla CL T Enrocamiento 0 rnáx =0.6 m JA Material aleatorio, a volteo CF Cara de concreto lB Arena fina limoso NA Aluvión natural e 2, 2F Filtros de grava-arena G Galería de drenaje 3B Aluvión compactado P Pantalla de concreto plástico 3C Enrocamiento Q máx = im e -- - Geometría de la cortina en enero 18.1992 e Figura 2. Sección ,nó.ii,na cte la presa. 5. 2 Características generales de las obras de desvío. e 5.2.1 Túneles. La obra de desvío (figura 3) se diseñó con un criterio determinístico para una avenida máxima de entrada de 6,700 m 3/s (máxima histórica en 50 años), dicha obra está formada por dos túneles de sección portal de 16 x 16 m, y longitudes de 1,100 m en el túnel C número 1 y 1,200 m en el túnel número 2 con los datos geométricos señalados en la tabla 4, y una ataguía de materiales graduados de e 55 m de altura. e Además, con objeto de disminuir el riesgo de destrucción de la ataguía en caso de una avenida mayor que la de diseño, se construyó un canal excavado en el empotramiento derecho, y un dique fusible de 10 m de altura, cimentado a la cota 108 msnm. Este dique fue o R e 40

12. e e . e 41 4. e e e e e e e e e e e e e e e e e Riesgo de Falla por Desbordamiento, P.H. Aguamilpa e construido con aluvión natural (tamaño máximo 30 cm), bandeado en capas de 30 cm, y al pie del talud seco incluía un dren de boleo uniforme. e - - __,—' . ,—.----- --.--- ------ - - - - e - 15 ( 7 CO , / Tancide dpd,, /.., / O Oque [ith/ 2 T,n/ de de,, %,, 2 ,,el de n.a,e,',,cl 2 .4 C Cantil fl&stble L Unas de la ,ara de C?pk reS,, En ence,, l 1992 Figura 3 Obras cíe contención y ciesVIO. La ataguía, es una estructura de materiales graduados de 55 m de altura y cresta de 280 m de longitud, durante la construcción, fue necesario en la última etapa de diseño modificar el eje de la ataguía, de recto a quebrado, para poder emportalar en roca de calidad aceptable y se consideró para efectos constructivos que la ataguía aguas arriba no sobrepasara 1,000,000 de m 3, para su colocación. Los túneles de desvío, ubicados en la margen izquierda, fueron excavados en roca sin revestir. CURVAI CURVA2 ELEVACION TUNEL LONGITUD (m) R Lc R Lc Entrada Salida (m) (m) (m) (m) (msnm) (msnm) 1 783.31 104.2 42° 76.39 196.61 23° 78.92 64 63 2 894.73 104.2 42° 76.39 196.61 23° 78.92 69 63 Tabla 4. Datos geométricos de los tóneles cíe desvío del proyecto .lguanu'ípa. n 5.2.2 Ataguía de aguas arriba. Desafortunadamente, el ritmo de construcción de la ataguía fue siempre lento y cuando ésta apenas había alcanzado 10 m de altura se hizo necesario cambiar el diseño, reduciendo el espesor del núcleo impermeable, a fin de acelerar la construcción. Más tarde, ante la inminente llegada de la época de lluvias se optó por dejar de colocar arcilla a la elevación 102 msnm y continuar el núcleo con el material aluvial originalmente especificado. Aun así el ritmo de construcción no aumentó significativamente y ya con las lluvias encima se produjeron dos cambios más ente las elevaciones 108 y 112 msnm se colocó el aluvión sin cribar, incluyendo partículas de hasta 30 cm y en los últimos 6 m ya ni siquiera se colocó aluvión sino enrocamiento fino", quedando la ataguía sin corazón en este tramo. Cabe señalar que durante la etapa final de construcción el agua en el río alcanzó la cota 102 msnm, justo en el límite del material verdaderamente impermeable. 12

13. e Riesgo de Fallo por Desbordamiento, P.H. Aguamilpa 6. AVENIDAS PRESENTADAS DURANTE LA CONSTRUCCIÓN. 6.1. Aspectos hidrológicos. El escurrimiento en el río Santiago es muy cambiante a la altura de Aguamilpa; el gasto medio en un mes de estiaje puede oscilar entre - 8 y 180 m3/s y entre 95 y 2,000 m3/s en uno húmedo; el gasto medio histórico (1993) es de 220 m 3/s. Debe comentarse que no existen almacenamientos con capacidad de regulación importante en el río Santiago, por lo cual hasta antes S de la construcción de Aguamilpa con frecuencia se presentaban inundaciones en la planicie costera del Estado de Nayarit durante los meses de lluvia. 6.2 Avenidas de 1990 y 1991. El río fue desviado a través del túnel número 1 el 19 de marzo de 1990, con más de un mes de retraso respecto al programa de obra; el túnel número 2 entró en servicio a partir de julio de 1990 y la ataguía de aguas arriba se terminó a finales de agosto. Del 11 al 22 de agosto de 1990 se presentó una avenida con gasto máximo de 5,300 m 3/s y la elevación máxima del agua en el embalse fue la 102.6 msnm. Los eventos más relevantes ocurridos a consecuencia de esta avenida fueron los siguientes: Se inundó el recinto, retrasándose la construcción de la cortina debido a que no se había concluido la pantalla impermeable en el aluvión cercana a la ataguía de aguas arriba ni se había construido la ataguía de aguas abajo. Como se dijo antes, fue necesario colocar enrocamiento en el último tramo central de la ataguía de aguas arriba ante el temor de rebasamiento. Al presentarse la avenida no habían sido terminados los tratamientos de roca dentro del túnel número 2. Esta situación, aunada a la condición geológica desfavorable a la salida del túnel, favorecieron un derrumbe de 20,000 m 3 (Marengo, 1994) de roca frente al portal de salida. El caído taponó momentáneamente el túnel produciéndose un golpe de ariete estimado en 250 m de columna de agua, la cual salió por la lumbrera de cierre provisional que entonces ya estaba totalmente excavada. Por fortuna, la misma sobrepresión y el gran caudal ayudaron a retirar en unos segundos el material de derrumbe. Caídos posteriores hicieron crecer el volumen total derrumbado a 70,000 m 3 (Herrera, 1992), cortando además el único camino de acceso a la presa que en esas fechas existía. Durante el estiaje de 1991 se efectuaron amplias reparaciones en ambos túneles, soportando así sin problemas las avenidas de ese año, cuya intensidad fue similar a la de 1990. Según datos de la Residencia de Construcción del Proyecto (CFE,1994), hubo la necesidad de aplicar tratamientos de anclaje y concreto lanzado en distintos tramos de los túneles en una longitud aproximada de 330 m en promedio de cada túnel. 6.3 Avenidas de enero de 1992 y sus efectos. Durante el mes de enero es común que se presenten avenidas moderadas asociadas a deshielo o a la precipitación de masas de aire frío, sin embargo, desde principios de 1992 el fenómeno climatológico de "El Niño", produjo lluvias inusualmente persistentes en la mayor parte de la cuenca del río Santiago. Los efectos de tales lluvias se hicieron patentes en Aguamilpa con dos grandes avenidas (figura 4). (El lector interesado en "El Niño" puede recurrir a Canby, 1984). 13

14. Riesgo de Falla por Desbordamiento, P.H. Aguamilpa Aguornilpa durante Avenidos Eoftoo,d,nonos .I/: Enero de 1992 Gastode tiegodo o Aguornnitpa Godno st sodIo detnsdee4Os Figura 4. Hidrograinas cte las dos avenidas cte Enero de 1992. 6.3.1 Situación antes de las avenidas Como puede observarse en la figura 5, las condiciones de la cara de la presa antes de las inundaciones eran las siguientes: las losas de concreto estaban colocadas hasta la elevación 94 msnm; desde este nivel y hasta la cota 120 msnm la cara estaba protegida con un riego de asfalto; y el tramo de la 120 a la 124 msnm estaba cubierto con plástico en espera de ser protegido con asfalto. 100 140 140 —. 1216 (lIfi) 120 ®1124 ..... 00 1 vIrol/e rve,pv,vtv,/v, 2 Ores, .,5e5fl5 3 vI erro o,,vro, vrfsn/rr r'11'1' 4Fr,r,t,,r,00,tvr 5 fl/v,rv,nNvtnrv! 6 it,nl,,/Io It Cama de 1/ Nivel ,,vo,r,,,,9 le 12 Nivel /' Nivel ,nvi.nvn,,. ili lv ¡meo, 2 ,ner,vtv, 14 do/nl n,r, ,j,ul,.,1,' lii .5 lotso,l,,lnn,, ,e Figura 5. Condiciones de la ataguía aguas arriba y de la presa durante tas avenidas. 6.3.2 Primera avenida La primera avenida extraordinaria abarcó del 16 al 20 de enero, presentándose el pico instantáneo de 10,800 m 3/s que corresponde a un gasto máximo medio diario de 9,334 m 3ls (Domínguez, 1993) el día 18, como se aprecia en el hidrograma de la figura 4. El nivel en el río aumentó paulatinamente a partir del día 15, cuando se encontraba a la elevación 70 msnm, cota usual en época de secas. En la mañana del día 17, el río ya había alcanzado la cota 86 y a las O horas del día 18 se encontraba en la 99 msnm. A partir de entonces creció aún más el ritmo de ascenso y empezaron a aparecer lloraderos a través de la ataguía a la elevación 108 msnm. A fin de evitar el rebasamiento de la estructura y su consiguiente colapso se tomó la decisión de abrir un tajo en la corona del dique fusible. Este empezó a degradarse paulatinamente, como estaba proyectado, y el agua entró al recinto comprendido entre la ataguía y la cortina (volumen aproximado de 2.5 x 10 6 m3), llenándolo en 50 minutos. Catorce horas más tarde, en la madrugada del día 19, el agua alcanzaba la cota máxima de 123.6 msnm, apenas por debajo del nivel de la cara de la cortina y más de 5 m por arriba de la corona de la ataguía (figura 5). 14

15. Riesgo de Falla por Desbordamiento, PH. Aguamilpa e C Cabe hacer mención que durante la avenida, el nivel del río a la salida de los túneles de desvío llegó hasta la elevación 75 msnm y el e agua estuvo a punto de entrar al túnel de desfogue en construcción, lo cual hubiera provocado la inundación de la caverna donde se aloja la casa de máquinas. Para evitar la entrada de agua fue necesario sobreelevar urgentemente el muro de contención frente al portal C de salida del túnel de desfogue. 6.3.3 Segunda avenida. e A partir de la madrugada del 19 de enero el nivel del agua en el río empezó a bajar a razón de 1.25 m/h en promedio hasta llegar a la elevación 75 msnm en la mañana del día 21. A esta cota se mantuvo hasta la noche del día 25. A partir de entonces se presentó la C segunda avenida, con gasto máximo de 7700 m 3/s, alcanzando el río la cota 112.4 msnm en la madrugada del día 27 y entrando e nuevamente al recinto de manera franca a través del canal fusible (ceta 108), puesto que no se había reconstruido. A partir de las primeras horas del día 27 el nivel del río descendió a una tasa promedio de 1.1 m/h hasta alcanzar la ceta 80 msnm, dos días más tarde ya se encontraba a la 75 msnm, donde se mantuvo por espacio de 5 días, para después descender a la elevación 72 e msnm, habitual en época de secas. 7. COMPORTAMIENTO DE LA ATAGUÍA Y LA PRESA. 7.1 Ataguía aguas arriba. ot La ataguía se vio sujeta, dos veces seguidas, a una condición de trabajo no prevista en su diseño: el agua quedó temporalmente e almacenada del lado de aguas abajo. e Después de haber alcanzado la elevación máxima de 123.6 msnm en la madrugada del día 19, el nivel del río empezó a descender rápidamente. A las 7 am. del día siguiente ya se encontraba a la altura del piso del canal fusible (cota 108 msnm). A partir de entonces ot el recinto quedó inundado. El descenso del nivel del agua en su interior fue muy lento en las primeras 24 horas, presentándose en la e mañana del día 21 un desnivel máximo de 32 m entre el recinto y el río. El gradiente hidráulico máximo a través del corazón e impermeable fue en ese momento de 3.4, justo a la altura del estrangulamiento del núcleo, cota 90 msnm, donde éste sólo tiene 5 m de ancho. Esta combinación de condiciones desfavorables, vaciado rápido y carga de agua aplicada en sentido contrario, produjo en la e madrugada de ese día un sumidero de unos 6 m de diámetro en la corona de la ataguía. En las siguientes 23 horas el nivel bajó 3 m. C 7.2 Deformaciones. e La deformación de la ataguía hacia aguas arriba debida a la segunda inundación del recinto fue un máximo de 15cm cerca del punto de inflexión del eje (23 enero - 1 febrero). Los asentamientos registrados en ese mismo período fueron también del orden de 15 cm en el e tramo de ataguía cimentado sobre aluvión. Dichos asentamientos crecieron unos 5 cm en el siguiente mes (1 febrero - 4 marzo), e evidenciando una significativa reducción de la tasa de deformación de la estructura. e Las inundaciones produjeron un retraso cercano a tres meses en el programa de construcción de la obra. e 8. ANÁLISIS DEL RIESGO DE FALLA POR DESBORDAMIENTO. e 8.1 Avenidas de diseño. Tomando como base los datos hidrológicos de los gastos máximos históricos que se presentaron en el sitio incluyendo las avenidas de 1992, se hizo un ajuste de la distribución de probabilidad que representa el mínimo error cuadrático; la distribución resultante fue la Doble Gumbel con el criterio del error cuadrático mínimo y se empleó para hacer comparativos los resultados entre el criterio e 15 41

16. Tabla 5. (Justos niá.iimos asociados a distiiios períodos de retorno. Las condiciones del diseño determinístico están asociadas a los valores reportados en la tabla 6 y fueron los que se emplearon para el diseño en su momento (1993). GASTO RUGOSIDAD ANCHO TOTAL (m3Is) (m) 6,700 3.0375 16.00 '/ul,ia 6. (onclicio,ws (1(1 (/IS('I7() Debe observarse que el gasto de diseño original de la obra de desvío, fue de 6,700 m 3/s (asociado a un período de retorno de 50 años), pero este período corresponde con la información actual a uno de 25 años y no de 50 años, la probabilidad de que se presente este gasto de 6,700 m 3/s es: P 1-1/Tr= 1-0.04=0.96.....................................................................(1) Y la probabilidad de falla es: P .= 1-0.96 = 0.04................................................................................. (g) Este valor es el que permite comparar los obtenidos con el criterio probabilístico y referirlos como punto de comparación. 8.2 Función de comportamiento ante avenidas 8.2.1. Función básica. La función de comportamiento básica (Marengo, 1994) ante el problema por desbordamiento en una presa u obra de desvío se puede establecer como: FU = hp - hg ........................................................................................(3) Siendo Hp un valor fijo por ser la elevación de la corona de la presa o de la ataguía y hg el nivel máximo que se obtiene por el efecto de avenidas y que está correlacionado en el caso de obras de desvío con el coeficiente de fricción de Maning (n), el ancho promedio de íI Riesgo de Falla por Desbordamiento. P.H. Aguamilpa determinístico y el probabilistico. Los resultados de gastos máximos asociados a distintos períodos de retorno con la muestra de gastos actualizada se indican en la tabla 5: e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e GASTO (m3Is) PERIODO DE RETORNO (Tr) 6700 25 7742 50 8,642 100 9,160 150 9,334 170

17. . Ricsgo cte Falla por Desbordamiento, PH. Aguamilpa 1 excavación (b) y el gasto pico de entrada (Qp) que ya toma en cuenta el efecto de la pequeña regulación que ofrece el conjunto ataguía- túneles al gasto de salida de la obra de desvío. Cabe mencionar que se aplica la técnica del segundo momento estadístico que se describe con detalle en Tang (1984) y Marengo (1994). 8.2.2 Condiciones constructivas. Rugosidad. • Debe señalarse que originalmente se diseñó la obra de contención considerando un coeficiente de rugosidad de Maning, n0.0375 valor C usual en túneles no revestidos (Royal Institute ofTechnology, 1991) y una sección de portal de 16.0 m de ancho total que representa un ancho de media sección de 8.00 m como se muestra en la figura 6. I'igura 6. Condiciones con.slructivo.s del túnel de desvío. Al considerar los tramos de portales de entrada, salida y algunos tramos en los que se colocó concreto hidráulico (zonas de estructuras de control), se contabilizó una longitud de 150 m, se dejó la roca excavada en 800 m de túnel y por tratamientos se colocó concreto lanzado e hidráulico en 150 m de túnel. La rugosidad equivalente, en las zonas en las que se colocó concreto lanzado, es fleq0.0232. La rugosidad equivalente real fleqr de los túneles de desvío resultó tener un valor medio de 0.0326 obtenida de los datos del Royal Institute of Technology, (1991) y considerando lo señalado en dicha figura 5. Se puede suponer que para el túnel 2 se conserva la misma proporción. Ancho de excavación. Según datos de la residencia de construcción (CFE, 1994) la sobrexcavación fue de 96 cm en total (12 por ciento en ambos lados de la excavación, con lo que se obtiene 48 cm en cada lado), sin embargo por efectos de revestimiento, ésta se redujo a un promedio de 8.40 m. Considerando lo anterior y el comportamiento estadístico usual de este tipo de variables (CFE, 1994 y Royal Institute of Technology, 1991), las condiciones reales de funcionamiento de la obra de desvio son las mostradas en la tabla 7: 17

18. Riesgo de Falla por Desbordamiento, P.H. Aguamilpa RUGOSIDAD ANCHO VALOR MEDIO DESVIACION ESTANDAR VALOR MEDIO b (m) DESVIACION ESTANDAR 00326 0.00326 8.40 0.38 C 7 ibla 7. Pcii6ueiios cl('/Jiulctonanhi('FlIoI11CIIÓ1I/IC() (l('l Cl('SlÍ() conslclerantl() las COflCllClO/WS (11 consliiicción del sitio. 8.2.3. Tránsito de avenidas elevaciones máximas. C El tránsito de avenidas considera como dato para su análisis, la elevación inicial a la que se encuentra el embalse, y la regulación que C ofrece el embalse, el cual prácticamente no regula volúmenes importantes, sin embargo, debe mencionarse que sólo regula el gasto pico de entrada. Con el objeto de obtener una familia de datos nivel inicial del embalse-gasto pico-nivel final-gasto de salida, que permitan definir la función de comportamiento antes expuesta, se hicieron varios tránsitos de avenidas asociados a distintos niveles iniciales considerando las curvas elevaciones capacidades del embalse y la descarga conjunta de la obra de desvio, las cuales fueron calculadas de manera determinística con los criterios usuales en este tipo de diseños. Se probaron diversos tipos de modelos de correlación de estas tres variables (Qp,n,b), ajustando las ternas gasto pico-rugosidad-ancho que mejor representan el comportamiento de cada función de distribución de probabilidad, eligiéndose para cada una de ellas los grupos de datos correspondientes. Se encontró que, entre los modelos analizados (lineal, potencial, exponencial, etcétera), el mejor modelo de la función de comportamiento (coeficiente de correlación 0.9995) corresponde al tipo potencial expresado como: FU= íJp- 1Qp2 (0.000O476/B20,)+ O. 776694ri2/13 3 '+ +Qp'-O.00185/B°707+O.O85n2/B' 51/) +2.1642130999+0.00252n2B° 71139J.........(4) Que es la expresión correspondiente al margen de seguridad en este tipo de análisis (Marengo, 1994). 8.2.4 Resultados obtenidos. Se analizó el riesgo de falla con el ajuste obtenido para la función de distribución Doble Gumbel que –como ya se mencionó— es la distribución que mejor se ajusta a los gastos máximos y con la función de comportamiento antes señalada con la elevación de la ataguía a la 118 msnm (55 m de altura). Considerando lo anterior, se obtuvieron para la citada distribución los resultados indicados en la tabla 7, en la que se señalan los valores de probabilidad de faila, índice de confiabilidad y superficie de falla más probable: PE 13 SUPERFICIE DE FALLA MAS PROBABLE n b (m) Qp (m3 /s) 0007913 2413398 00327 8544 8518 T fIL. 1 . Ileso/lados 0/11(11K/OS cte ¡J/OhOl)i/idod (lejil/la. íiidice coiiubi/idcidi séipeijicie cte fa/la inés probable para la distribución Doble Gwnbel considerando una altura de la ataguía ha =55.00 ni. ¡t:i e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e e

19. Riesgo de Falla por Desbordamiento, P.1 I. Aguamilpa Debe señalarse el hecho de que la probabilidad de falla real del sistema es 0.007913 que es 5 veces inferior al valor de 0.04 obtenido como punto de comparación en el análisis determinístico. Es decir, debe considerarse que al realizar un análisis probabilístico, las condiciones reales del comportamiento conjunto de la estructura incrementa su seguridad un 500 por ciento al pasar de un período de retorno supuesto de 25 años que corresponde a un gasto pico Qp 6,700 m 3 /s a una condición de funcionamiento conjunto que tiene una rugosidad final n0.0327, ancho medio b= 8.54 m y gasto pico de 8,518 m 3 /s que corresponde a un período de recurrencia conjunto (110.007913) de 126 años. Al representar las condiciones finales que se presentaron en enero de 1992, se puede establecer que el gasto pico de 9,334 m 3 /s fue el correspondiente a una elevación en el embalse de la 123.60 msnm, para esta condición, las condiciones de funcionamiento de la obra de desvío obtenidas son las señaladas en la tabla 9: SUPERFICIE DE FALLA MAS PROBABLE PF f3 b Op ____________ n (m) (m/s) 0003218 27255 00327 8676 9302 7'4BL1 9. Resultados obtenidos de probabilidad defalla, índice de confiabilidad y superficie de folIa más probable para la dLtribución Doble Guinbel considerando elevación final del embalse a la 123.60 msnm. Al realizar un análisis de esta naturaleza, las condiciones finales del comportamiento conjunto (elevación 123.60 msnm), corresponde a un gasto pico Qp 9,302 m 3/s, una rugosidad real de 0.0327 y un ancho promedio de 8.40 m, que corresponde a un período de recurrencia conjunto (1/0.00306) de 311 años. Estas condiciones fueron las que se presentaron realmente en el proyecto durante las avenidas máximas de Enero de 1992. 9. APLICACIONES CONSTRUCTIVAS. Al contar con una herramienta como lo es este tipo de análisis, se pueden variar las condiciones de las variables suponiendo una serie de factores que, constructivamente hablando, resultan en una aplicación muy simple. Considerando que las obras de desvío marcan el inicio de una obra de este tipo (grandes presas), es muy difícil contar en un principio con la infraestructura de caminos, plantas de concreto, maquinaria y equipo (talleres, mantenimiento, etcétera) para colocar grandes volúmenes de obra (materiales y concretos), por lo que revestir completamente los túneles con concreto hidráulico es costoso y sumamente complicado (se tienen que fabricar cimbras y equipos especiales para túneles de gran dimensión), y tomar una decisión en este sentido, puede llevar a perder el estiaje inicial y por tanto el inicio y terminación del proyecto. Lo que sin duda puede hacerse es colocar además de los tratamientos necesarios de concreto lanzado, medidas simples como colar una plantilla de concreto hidráulico de regularización en el piso que no requiere todas las estrictas medidas de control de calidad que se pide en los concretos de este tipo de obras. Esta plantilla permite además transitar por los túneles de una mejor manera, además de hacer limpia la obra y reducir significativamente el coeficiente de rugosidad conjunto del desvío.

20. Riesgo de Falla por Desbordamiento, PH. Aguamilpa Si se considera esta condición, la rugosidad equivalente original del proyecto pasa de ser neqr =0,00326 a neq = 0.0292. Si además del concreto hidráulico en la plantilla, se coloca concreto lanzado en toda la sección del túnel, la rugosidad equivalente se reduce a neq = 0.0252. Debe señalarse que el ancho medio del túnel en ambos casos pasa a ser b= 8.33 m al reducir 7.5 cm cada lado del revestimiento. Con estas condiciones se obtienen los resultados mostrados en la tabla 10: SUPERFICIE DE FALLA MAS PROBABLE PF b Qp (m) (m3 Is) 000597 25144 00293 8435 8852 0.002312 2.8392 0.0252 8.559 9,617 TABL7I 10. Resultados obtenidos de pro babilidacl defalla, índice de confiabilidacly supeificie defalla más probable para la distribución Doble Guinhel considerando distintos valores de rugosidad en los túneles de desvío y una altura de la ataguía ha = 55.00 ni. Para el primer caso, es decir sí el túnel tiene una rugosidad n eq =0.0292, el gasto pico de falla se incrementa de 8,518 m 3 /s, a 8,852 m3 /5, es decir aumenta un 3.9 por ciento y el período de recurrencia conjunto pasa de ser 126 años (110.007913) a 168 años (110.00597). En el segundo caso el incremento pasa de ser 8,518 m 3/s a 9,617 m3/s, es decir aumenta un 12.9 por ciento y el período de recurrencia conjunto pasa de 126 años (90.007913) a 433 años (110.002312). Al representar el análisis hechos en esta parte para las condiciones reales de construcción, debe señalarse que se hubiera requerido construir una ataguía de 60.5 m de altura para alcanzar la elevación 123.60 msnm, lo que significa haber colocado 1500,000 m 3 , en S lugar de 1,000,000 de m 3 que originalmente se colocaron en la ataguía aguas arriba. Seguramente el hecho de tomar esta decisión • ,_, hubiera implicado retrasar un año la entrada en operación del proyecto, lo cual significaba para la institución dejar de generar los 2,131 Gwh de ese primer año que significan un monto aproximado de 829 millones de pesos a precios de 1995 y perder el programa de construcción establecido en la licitación original. Definitivamente, se considera fuera de posibilidad haber tomado esta decisión, sin embargo con los revestimientos antes señalados se ganaba mucho al incrementar significativamente las condiciones de seguridad de la obra de desvío. 10. CONCLUSIONES. Como conclusión del análisis estadístico efectuado, se puede mencionar lo siguiente: El mayor número de deterioros ocurre en las presas de tierra y enrocamiento. Este tipo de presas muestran la mayor incidencia en cuanto a fallas se refiere. La principal causa de falla en las mismas es el desbordamiento ante avenidas, ya que de 61 casos de falla por esta causa, 43 ocurrieron en presas de tierra y enrocamiento y 18 en presas de concreto. 20

21. Riesgo dc Falta ior Dcsbordamiento, P11. Aguarnilpa Las probabilidades más grandes de que las fallas se presenten en este tipo de presas ocurren para aquellas construidas entre 1900-1919, con alturas entre 15 y 30 m. Ante las fallas por desbordamiento, cabe señalar que es muy urgente revisar las presas en construcción y operación que no hayan tomado en cuenta para el análisis una base de riesgo de falla. Se requiere establecer un criterio que permita identificar cuáles de las presas existentes presentan un riesgo alto de falla potencial, identificando aquellas donde se requiere hacer un análisis de riesgo detallado. Es necesario formular una metodología que permita en forma sistemática y cuantitativa evaluar el riesgo de falla en presas de tierra y enrocamiento para el caso de avenidas. En cuanto al Proyecto Hidroeléctrico Aguamilpa, el apretado programa de construcción de las obras de desvío obligó a modificar varias 1 veces el diseño de la ataguía de aguas arriba durante su construcción y a operar los túneles de desvío durante la primera época de lluvias en 1990, sin haber terminado los tratamientos de la roca en su interior. En enero de 1992 el fenómeno meteorológico conocido como "El Niño" causó serias perturbaciones climáticas en el occidente de México. En Aguamilpa se registraron dos avenidas extraordinarias, mayores que la máxima de diseño del desvío, que pusieron en W entredicho la estabilidad de la ataguía al quedar sujeta a condiciones de carga hidráulica no previstas y también debido a los cambios de diseño señalados. Ambas avenidas produjeron inundaciones del recinto comprendido entre la ataguía y la cortina, alterando la cara de la , presa en la zona no cubierta aún en esas fechas con losas de concreto. Las lecciones positivas derivadas de los sucesos de enero de 1992 son las siguientes: 1 Las dos avenidas extraordinarias pusieron en evidencia el excelente comportamiento de la presa en lo que a deformabilidad y 1 permeabilidad se refiere. A pesar de que la alteración de su cara fue muy notoria en algunas zonas, jamás quedó en juego la integridad de la cortina. La inclusión del dique fusible en las últimas etapas del diseño salvó a la ataguía de un desbordamiento incontrolado que muy probablemente hubiera provocado su colapso. Gracias a que en enero de 1992 la presa ya había alcanzado los niveles mostrados en la figura 2, se evitó que en la costa del Estado de Nayarit se produjera una de las más grandes catástrofes de su historia. Las reparaciones llevadas a cabo en los túneles de desvío, durante el estiaje de 1991, aseguraron su adecuado , comportamiento a partir de entonces. Para el análisis probabilístíco, se puede concluir: La probabilidad de falla real del sistema, al evaluarlo con el segundo momento estadistico, arroja valores de falla (Tr=126 anos) 1 que son 5 veces superiores a los obtenidos con el criterio determinístico (Tr=25 años). 1) Las condiciones que realmente se presentaron en el sitio con un gasto de 9,334 m 3/s y elevación del embalse a la 123.60 msnm, corresponden a un período de retorno Tr= 311 años, valor fuera de lo usual para este tipo de diseños. , Al estudiar las aplicaciones contructivas que se consideran de fácil aplicación se encontró que: m) Con las condiciones originales de diseño (ataguía de 55 m de altura y túneles de 16.00 m de ancho), con sólo colocar concreto 1 hidráulico en la plantilla, el período de retorno pasa de 126 años a 168 años. 21

22. e Riesgo de Falla por Desbordamiento, Pl -!. Aguamilpa C n) Al colocar además del concreto hidráulico en la plantilla, concreto lanzado en paredes y bóveda, se alcanza un período de e retorno conjunto de 433 años, con el cual no debe modificarse prácticamente el esquema original obtenido y ofrece una incremento significativo en la seguridad conjunta del sistema. e C RECONOCIMIENTO. Durante la situación de emergencia vivida en Aguamilpa se hizo patente la cooperación entre todos los trabajadores - Ingenieros, e Técnicos y Obreros - de CFE y de la contratista. Merece un especial reconocimiento el Sr. Jesús Pérez Niño, operador del tractor con el cual se le hizo el tajo al dique fusible, y las personas que participaron en la apresurada sobreelevación del muro de protección del túnel ID de desfogue, evitando con ello la inundación de las excavaciones subterráneas. Debe mencionarse también a los empleados de la e Unidad de Seguimiento del Proyecto, quienes estuvieron minuto a minuto transformando la información en gráficas y tablas para su mejor comprensión y toma de decisiones y a las brigadas de topografía y de medición de instrumentos de la presa quienes estuvieron C haciendo su fundamental trabajo 24 horas al día, a lo largo de varios días consecutivos. e AGRADECIMIENTO. e Poder hacer un análisis de esta naturaleza, es posible solamente si se puede contar con información realista y fidedigna de los hechos; por lo que es muy apreciable la proporcionada por los Ingenieros Luis Montañez, Jorge Castro, Hildebrando Gallardo y Bernardo Flores C en su artículo: COMPORTAMIENTO DE LAS OBRAS DE CONTENCION DEL P.H. AGUAMILPA DURANTE LAS AVENIDAS C EXTRAORDINARIAS DE ENERO, Zacatecas, 1992, así como el informe hidrológico de Ramón Domínguez, Victor Franco, Tatiana e Davis y Carlos Espino: REVISIÓN DE LAS AVENIDAS OCURRIDAS EN ENERO DE 1992 EN LA CUENCA DEL RIO SANTIAGO Y SUS IMPLICACIONES EN LA ESTIMACION DE LAS AVENIDAS DE DISEÑO DEL VERTEDOR Y DE LA OBRA DE DESVIO DE LA PRESA AGUAMILPA del Instituto de Ingeniería, UNAM, junio, 1993. e e 41 22 11

23. Riesgo do Falla por Desbordamiento, Rl -l. Aguamilpa e C BIBLIOGRAFÍA Y REFERENCIAS. -American Society of Civil Engineers, -REEVALUATING SPILLWAY ADEQUACY OF EXISTING DAMS, -Committee on e Hydrometeorology of the Hydraulics Division, -EUA 1973. e -Arroyo-Contreras M., -APPROCHE PROBABILISTE OU COMPONENT ELASTO-PLASTIQUE DE STRUCTURES MARINES, SOUS C SOLICITATIONS ALEATORIES DE HOULE-, Tesis Doctoral, -Ecole Nationale des Ponts et Chaussés, Paris Francia, 1989. -Austin T., -DECADE FOR NATURAL DISASTER REDUCTION, Civil -Engineering, pp 64-65, EUA, December 1989. -Auvinet. G.-, -Fry -J.J., -Rossa O., RELIABILITY OF HOMOGENEOUS EARTH FILLS, 1989. C -Back PA., -DESIGNING SAFETY INTO DAMS, Water Power and Dam Construction, G.B. - Feb. 1990. e -Baecker -G., M. Pate, and R. de Neufville DAM FAILURE IN BENEFIT COST ANALYSIS -Journal of the Geotechnical -Engineering Division ASCE, Vol. 106, 1980. -Benjamin J. R., Cornell C.A. Trd. -Ed. Inglés A. Prieto, -PROBABILIDAD Y ESTADISTICA EN INGENIERIA CIVIL, -Ed. Mc. -Graw Hill Latinoamericana S.A., Col 1981. e -Brass -RL. Rodrigues-Iturbe 1., -RANDOM FUNCTIONS AND HYDROLOGY, -Addison Wesley Publishing Company, EUA, 1985. e -Chang S. T., -OVERTOPPING RISK EVALUATION FOR AN EXISTING DAM, -Ph. D. -University of Illinois at Urbana Champaign, -EUA, • 1982. C -Chow -V.T. -FREQUENCY ANALYSIS OF HYDROLOGIC DATA WITH SPECIAL APLICATION TO RAINFALL INTENSITIES, - University of Illinois Engineering Experimental Station, 1953. • -Coelho H. -W. -SEEPAGE RELATED RELIABILITY OF EMBANKMENT DAMS, Ph. D. Massachusetts Institute of Technology, 1981, e -Committee on Safety Criteria for Dams, -SAFETY OF DAMS, FLOOD AND EARTHQUAKE CRITERIA, -National Academy -Press, EUA • 1985. e - Comisión Federal de Electricidad, (CFE) MEMORIA DESCRIPTIVA DE LAS OBRAS DE DESVIO DEL P.H. AGUAMILPA, 1994. C -Cornell C.A., -STRUCTURAL -SAFETY -SPECIFICATIONS BASED ON SECOND MOMENT ANALYSYS, Final Report of the IABSE, - Symposium on Concepts of Safety Structures and Methods of Design, London 1969. • -Cummings -G. E., -APLICATION OF THE FAULT TREE TECHNIQUE TO A NUCLEAR REACTOR CONTINMENT SYSTEM, -Reliability • and Fault

Add a comment

Related pages

Análisis de riesgo de falla por desbordamiento de las ...

Análisis de riesgo de falla por desbordamiento de las obras de contención del P.H. Aguamilpa durante las Avenidas extraordinarias de enero 1992
Read more

HUMBERTO JUAN FRANCISCO MARENGO MOGOLLON | Academia de ...

... de falla por desbordamiento de las obras de contención del P.H. Aguamilpa durante las Avenidas extraordinarias de enero ... Por: MONICA MARIA DEL ...
Read more

Riesgo de falla en presas. - fr.scribd.com

Presas en el mundo Análisis de Riesgo de Falla en ... Riesgo de Falla en Presas Las presas ... por los embalses. Riesgo de Falla en ...
Read more

Obras subterráneas, en las áreas urbanas con subsuelo poco ...

Mapa del sitio; Sobre la Academia de ... Tweets por el @AIngenieriaMex. Obras subterráneas, en las áreas urbanas con subsuelo poco competente. Publicado: ...
Read more

Riesgo de falla en presas. - pt.scribd.com

Aguamilpa Avenidas de 1992: El fenómeno del ... de las obras del proyecto.Riesgo de Falla ... Aguamilpa Riesgo de falla por desbordamiento: ...
Read more

Miembros por profesión: Ingeniería Mecánica Naval y ...

Mapa del sitio; Sobre la Academia de Ingeniería. Lo que hacemos; ... Miembros por profesión: Ingeniería Mecánica Naval y Arquitectura Naval. Buscar ...
Read more

APLICACIÓN DE LA METODOLOGÍA ESTADÍSTICA EN LA PLANEACIÓN ...

APLICACIÓN DE LA METODOLOGÍA ESTADÍSTICA EN LA PLANEACIÓN Y OPERACIÓN DE LOS DISTRITOS DE RIEGO. Publicado: 01 Jun 2016 Vistas 30 días: 7 Vistas ...
Read more

Potencial de la Energía Nucleoeléctrica para el Desarrollo ...

Autor: CECILIA MARTIN DEL CAMPO MARQUEZ. Ingeniería en Energía y Nuclear. Tipo de membresía: Titular. ... Facebook; Twitter; Tweets por el @AIngenieriaMex.
Read more