MEMORIA 5.4.12. DiseñoPresa Pto2TratamientoF 20140604 Tratamiento de Fundacion… · “Depósitos de morrenas (Qm)”, formados por arenas, bolos y cantos en una matriz limo-arcillosa

PROYECTO MULTIPROPÓSITO DE RIEGO Y AGUA POTABLE PARA LOS MUNICIPIOSDE BATALLAS, PUCARANI Y EL ALTO

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MEMORIA

ÍNDICE 2 TRATAMIENTO FUNDACIÓN .......................................................................................................................... 1

2.1 PERFIL Y PARÁMETROS GEOTÉCNICOS DE CÁLCULO PREVISTOS .............................................................. 1

2.2 SISMICIDAD ................................................................................................................................................. 2

2.3 DESCRIPCIÓN DEL TRATAMIENTO DE FUNDACIÓN PREVISTO ................................................................. 13

2.4 HIPÓTESIS DE CÁLCULO A ESTUDIAR GEOTÉCNICAMENTE ..................................................................... 15

2.5 RESULTADOS DE LOS CÁLCULOS DE ESTABILIDAD GEOTÉCNICA ........................................................... 19


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PLANOS


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ANEXOS


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Lista de Tablas

Tabla 1: Tabla de Factores de Seguridad obtenidos para las distintas situaciones de cálculo analizadas geotécnicamente. ........................................................................................... 20


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Lista de Figuras

Figura 1: Detalle tipo de escalonamiento de la superficie de apoyo entre los dos rellenos para su

ampliación, desde un punto de vista geotécnico. ...................................................................................... 14

Figura 2: Situación de equilibrio de la ladera previamente al llenado del embalse (Modificado de Luis I.

González de Vallejo et al., 2002). ............................................................................................................... 15

Figura 3: Situación de equilibrio posterior al llenado del embalse (Modificado de Luis I. González de

Vallejo et al., 2002). .................................................................................................................................... 16

Figura 4: Situación de inestabilidad al desaparecer la carga hidrostática sobre la ladera y no disiparse las

presiones intersticiales en el terreno (Modificado de Luis I. González de Vallejo et al., 2002). ................ 16

Figura 5: Coeficientes de seguridad exigidos por la instrucción española de grades presas. ............. ¡Error! Marcador no definido.

Figura 6: Coeficientes de seguridad recomendados por la Guía Técnica de Seguridad de Presas. .... ¡Error! Marcador no definido.

Figura 7: Caso 01, Red de flujo y estabilidad global, FS=1,999-Bishop.¡Error! Marcador

no definido.


no definido.

Figura 9: Caso 03a, Estabilidad global, FS=1,909-Bishop. ......... ¡Error! Marcador no definido.

Figura 10: Caso 03b, Estabilidad global, FS=2,685-Bishop. ....... ¡Error! Marcador no definido.

Figura 11: Caso 04, Red de flujo y estabilidad global, FS=1,650-Bishop, métodos de equilibrio límite. ....................................................................................... ¡Error! Marcador no definido.

Figura 12: Caso 04, Desplazamientos totales y estabilidad global, FS=1,62-Métodos de Elementos Finitos. ............................................................................ ¡Error! Marcador no definido.

Figura 13: Caso 04, Red de flujo, detalle de la línea parabólica piezométrica desarrollada en el interior de la presa homogénea hacia el dren de pie. ............... ¡Error! Marcador no definido.

Figura 14: Caso 04, Red de flujo, detalle del dren de pie. .......... ¡Error! Marcador no definido.


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no definido.

Figura 16: Caso 06a, Estabilidad global, FS=1,710-Bishop, régimen estacionario. ¡Error! Marcador no definido.

Figura 17: Caso 06b, Red de flujo y estabilidad global, FS=1,914-Bishop, régimen transitorio. ................................................................................................. ¡Error! Marcador no definido.

Figura 18: Caso 04, Asientos obtenidos mediante Métodos de Elementos Finitos, siendo asientos constructivos máximos de 37,5 cm. ................ ¡Error! Marcador no definido.


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Lista de Fotografías

No se encuentran elementos de tabla de ilustraciones.

PROYECTO MULTIPROPÓSITO DE RIEGO Y AGUA POTABLE PARA LOS MUNICIPIOS DE BATALLAS, PUCARANI Y EL ALTO

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2 TRATAMIENTOFUNDACIÓN

El terreno se excavará en toda la superficie de apoyo de la presa sobre la unidad de “Depósitos de morrenas (Qm)”, formados por arenas, bolos y cantos en una matriz limo-arcillosa.

En los siguientes apartados se exponen una serie de recomendaciones geotécnicas de buena práctica para el diseño y construcción de las obras previstas.

2.1 Perfil y parámetros geotécnicos de cálculo previstos

Se ha analizado geotécnicamente la sección de presa por el eje de la vaguada, por ser la de mayor altura, correspondiente a la presa del dique, la cual se apoyará en parte sobre la presa existente, de modo que el perfil de cálculo estará formado por rellenos impermeables de nueva creación (Ri) sobre los rellenos de la presa existente, que apoyarán sobre un terreno de fundación formado por “Depósitos de morrenas (Qm)”.

Figura 1: Perfil geotécnico tipo de cálculo.

Para este perfil –modelo- de cálculo se emplearán los siguientes parámetros geotécnicos.


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NIV

EL

GE

OT

ÉC

NIC

O

PARÁMETROS DE CÁLCULO RECOMENDADOS

Peso específico aparente

(γap) [t/m3]

Resistencia a la

compresión simple (RCS)

TENSIONES TOTALES TENSIONES EFECTIVAS

Rock Mass

Rating (RMR) (kp/cm2)

Resistencia al corte sin

drenaje

Ángulo de rozamiento interno (Φ)

Cohesión en

Tensiones Efectivas

(c´)

Ángulo de rozamiento interno en tensiones

efectivas (Φ´)

Coeficiente de Poisson

Módulo de deformación

(E')

Cu

[kN/m2] [º] [kp/cm2] [º] (ν') [Mpa]

Qm (depósitos de morrenas)

1,9 1,25 65 30 0,15 27 0,3 50 -

Ri (Relleno Impermeable)

2,2 - - - 0.2 27,5 0,3 35 -

En (Enrocado) 2,0 - - - 0 45 0,3 30 -

Filtros Dren 1,7 - - - 0 37,5 0,3 20 -

Tabla 1: Tabla resumen de parámetros geotécnicos adoptados en el análisis geotécnico-hidrogeológico del tratamiento de fundación de las presas.

2.2 Sismicidad

Según estudios recientes se ha efectuado una relocalización de los hipocentros a escala de Suramérica, dando una buena definición del Plano de Benioff, (Jaillard, et al, 2000).Desde el norte al sur, la Placa de Nazca subduce con un ángulo de 19º 30º, con una profundidad que varía desde los 250 Km a los 650 Km. del norte al sur de Bolivia.

El contacto entre la Placa de Nazca y la de Suramérica concentra sólo una parte de la convergencia. (Diaz Martínez et al, 2005).

La baja magnitud de los terremotos registrados en la actividad sísmica revela que existen diferencias de magnitud a pequeña escala en la sismicidad asociada a la zona de Benioff, y podría relacionarse con algunos procesos tectónicos específicos. En la figura adjunta se muestran las diferentes regiones sísmicas de Bolivia. La presa se sitúa dentro de la Zona 1 cercana a la capital (La Paz).


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Figura 2: Esquema de zonas sísmicas en Bolivia, según el Observatorio de San Calixto.

En la zona del Altiplano existe un engrosamiento en cuanto al espesor de la corteza continental (60 a 75 Km), que sería como dos veces el espesor normal, pero este hecho aún está por demostrar su origen.

Existe unanimidad en considerar que los márgenes de los Andes son activos, y presentan una intensa actividad tectónica. Sin embargo, la distribución de los volcanes activos en el Arco magmático, no es continua a lo largo del margen andino, de modo que diversos autores han diferenciado las siguientes zonas: Zona Volcánica norte, central y sur (NVZ, CVZ, y SVZ). Que han sido interpretadas por los distintos buzamientos del plano de la zona de subducción.

En resumen en esta parte del mundo existen grandes terremotos con magnitud de hasta 8,2 que además pueden llevar asociados “Tsunamis”. Esto ocurre repetidamente con cierta periodicidad, entre otros se pueden destacar los siguientes: El terremoto de Perú del 14 de Agosto de 1868 de magnitud 8,7 (M=9), el del Norte de Chile del 9 de Mayo de 1877 (M=9), el de Ecuador-Colombia de 31 de Enero de 1906 (M=8,8) Todos ellos fueron grandes terremotos con “Tsunamis”


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asociados que causaron enormes daños. Asimismo, hay que mencionar el del 9 de Junio de 1994 (M=8.2), con una profundidad estimada de 630 Km.) que es el reflejo de los ajustes en la geometría y dinámica de la Placa de Nazca en profundidad. Este terremoto se situó sobre el municipio de Rurrenabeque (Beni). Asimismo, en 1998 también hay que destacar otro terremoto importante en la zona de Cochabamba (entre Aiquile y Totora) que causó 78 muertos y tuvo una intensidad de 6,8 grados en la escala Ritcher.

El Servicio sismológico de la Universidad de Chile reseñó en Junio de 2005 hasta 21 temblores, siendo el más importante el del 13 de Junio cuyo centro se localizó sobre la Ciudad de Iquique (a 300 Km. de La Paz) y con una magnitud de grado 7,9. En la ciudad de La Paz se sintió con grado 4.

En la zona de El Beni (a unos 350 Km al E de La Paz) el 22 de Noviembre de 2011 se produjo un terremoto similar al de 1994 pero con una intensidad algo menor (6,2 en la escala de Ritcher) también de tipo profundo y que se dejó sentir en la capital con una intensidad del orden de 4-5 en la escala de Mercalli. Este terremoto también fue detectado por los observatorios chilenos. A continuación se reproduce una lista de los principales sismos reseñados, durante los últimos años, por el Observatorio de San Calixto (OSC).


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Figura 3: Lista de los principales sismos reseñados, durante los últimos años, por el

Observatorio de San Calixto (OSC).


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Los valores de aceleración sísmica para la ciudad de La Paz se han calculado en base a los datos de los eventos sísmicos catalogados por el OSC, en la figura adjunta se muestra un mapa de los epicentros de los principales sismos localizados en Bolivia, que han servido de base para la realización de la Norma Sísmica Boliviana.

Figura 4: Mapa de epicentros sísmicos en Bolivia (Observatorio San Calixto).

En la figura adjunta se muestra un mapa esquemático de la zonificación sísmica en Bolivia según los datos obtenidos por el Observatorio de San Calixto (OSC) durante los años de 1975 a 1985. Como se puede observar existen muchas lagunas y ciertas imprecisiones, pero que afectan fundamentalmente a la zona oriental del país. Además se muestra otra figura más detallada en la que se ha representado sólo el departamento de La Paz.


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Figura 5: Mapa esquemático de zonificación de las aceleraciones sísmicas en Bolivia,

Observatorio de San Calixto.

La figura siguiente es más detallada y permite precisar mejor la aceleración para la zona de estudio de la presa de Taypichaca que quedaría dentro del área de influencia de La Paz en la que la aceleración esperable es la menor.

En la anterior figura se observa que el emplazamiento de la presa de Taypichaca quedaría dentro de la zona de menor rango de aceleraciones sísmicas (0,04-0,05) si bien estaría próximo al siguiente sector de aceleración (0,05-0,06).


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Figura 6: Mapa esquemático de zonificación de las aceleraciones sísmicas para el

departamento de La Paz, (Observatorio de San Calixto).

En la figura adjunta se muestra el espectro de diseño recopilado para la zona cercana a la ciudad de La Paz.

Figura 7: Espectro de diseño para la ciudad de La Paz.


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Se propone la utilización de un cálculo pseudoestático para la consideración de la acción sísmica sobre la presa. De esta forma, la acción sísmica se representa por un conjunto de fuerzas estáticas horizontales y verticales, obtenidas como producto de las fuerzas gravitatorias por un coeficiente sísmico. Se considerará que la acción sísmica vertical actúa hacia arriba o hacia abajo, de manera que produzca el efecto más desfavorable.

Se ha realizado un cálculo pseudoestático para considerar el efecto sísmico, adoptándose una aceleración básica de 0,05g para la zona de ubicación de la presa, tal y como se recoge en la Norma Boliviana de Diseño Sísmico, siendo g la aceleración de la gravedad.

Esta normativa no es de aplicación a presas, no existiendo en la actualidad normativa específica para este tipo de infraestructuras, por lo que se adoptan los criterios establecidos en la normativa española a tal efecto.

Tanto la NBDS cómo la normativa española sismoresistente (NCSR-02) incluyen unos coeficientes de mayoración de la aceleración básica para la obtención de la aceleración de cálculo, en función de la clasificación de las edificaciones, del riesgo y del terreno.

En la normativa boliviana este Factor de Importancia varía entre 1,4 para edificaciones en las que se requiere un grado de seguridad muy alto, hasta 0 en edificaciones en las que se puede admitir un grado bajo de seguridad. En la normativa española este valor es de 1,3 para construcciones de importancia especial entre las que se encuentran las presas clasificadas en categorías A o B, según los criterios antes indicados, pero se recomienda adoptar este valor para cualquier tipo de presa.

Con el fin de adoptar unos criterios conservadores en este aspecto, se propone la utilización de un coeficiente de mayoración de la aceleración básica de 1,3.

La aceleración de cálculo para el terremoto de proyecto será:

ac= 1,3 · (0,05)g=0,065g = ach

Para aquellos casos en que sea necesario utilizar la componente vertical de la aceleración, se supondrá que ésta es un 70% (2/3) de la componente horizontal, así:

acv = 0,065g · 0,7 = 0,05g


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En relación con el terremoto extremo a considerar en los cálculos, en la Guía Técnica de seguridad de presas nº3. Estudios Geológico- Geotécnicos y de prospección de materiales del Comité Nacional Español de Grandes Presas se recomienda que se adopte un valor de la aceleración de cálculo de:

ac(extremo)= 2 ab = 2 · (0,05)g=0,1g = ach

Para aquellos casos en que sea necesario utilizar la componente vertical de la aceleración, se supondrá que ésta es un 70% (2/3) de la componente horizontal, así:

acv = 0,1g· 0,7 = 0,07g

2.3 Descripción del tratamiento de fundación previsto

En el dique principal se prevé una profundidad de excavación (saneo), de 1,5 metros en la zona del cauce y de 1 metro en ambas márgenes, con el fin de eliminar la capa de tierra vegetal y regularizar la superficie para facilitar la extensión del material, apoyándose sobre el substrato natural sano y compacto/consistente, representado por la unidad geológica-geotécnica de “Depósitos de morrenas de origen glaciar (Qm)”. De este modo se asegura cualquier riesgo ante cualquiera de los modos de fallo geotécnico (carga admisible, asientos o estabilidad).

En el dique de collado la profundidad de la excavación será de 1 metro, alcanzando el substrato natural sano y compacto/consistente, representado por la unidad geológica-geotécnica de “Depósitos caóticos de bloques con cantos y matriz areno-arcillosa de origen glaciar (Qm)”.

Los taludes de excavación temporales (a corto plazo) tal y como se ha justificado anteriormente podrán alcanzar el 1H:2V.

Adicionalmente a los saneos recomendados, se ha previsto la ejecución de zanjones en la base de los diques para reducir las filtraciones.

- Presa existente: Tratamiento de zanjón excavado relleno con material impermeable similar al del cuerpo de la presa, para reducir los caudales de filtración y el gradiente hidráulico, con una geometría: ancho en la base 5 m para facilitar las labores de compactación, taludes 1H:1V y profundidad variable entre los estribos y el eje de la vaguada con un máximo de 5 m por debajo de la cota de saneo prevista, coincidiendo con el eje de la presa.


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- Presa del collado:

Tratamiento de zanjón excavado relleno con material impermeable similar al del cuerpo de la presa, para reducir los caudales de filtración y el gradiente hidráulico, con una geometría: ancho en la base 5 m para facilitar las labores de compactación, taludes 1H:1V y profundidad variable entre los estribos y el eje de la vaguada con un máximo de 3 m por debajo de la cota de saneo prevista.

En cuanto al recrecido de los rellenos actuales de la presa, para la ampliación de la misma y la unión con los nuevos diques, deberá procederse tras la retirada del enrocado existente, al saneo y escalonado de los taludes existentes, en sus dos metros (2 m) más próximos a la superficie del talud, tal y como se muestra gráficamente en el siguiente croquis, para evitar superficies potenciales de deslizamientos, o grietas que se propaguen en superficie del relleno. Así, las banquetas tendrán un ancho operativo para la maquinaria aproximado entre 2,00-4,00 metros, con desniveles entre 1 y 2,5 metros y taludes entre 1H:1V y 1H:5V. (Las tongadas para material tipo suelos serán de 25-30 cm, mientras que para material tipo todo-uno y pedraplén serán entre 40-60 cm respectivamente).

Figura 8: Detalle tipo de escalonamiento de la superficie de apoyo entre los dos rellenos para su ampliación, desde un

punto de vista geotécnico.

En cuanto al dren chimenea se sitúa inclinado hacia aguas arriba unos 20º respecto de la vertical, alcanzando la cota 4340, quedando unos 4 m por debajo de la superficie del espaldón pero abarcando una buena cantidad de capas y sus interfaces, las cuales suelen ser vías preferenciales de filtración si hay deficiencias constructivas, e independientemente de los resultados del modelo de filtración, que siempre se tratará de un modelo teórico y que por tanto aproxima a la realidad pero no la refleja.


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2.4 Hipótesis de cálculo a estudiar geotécnicamente

A continuación se presenta un análisis de las situaciones más características en relación con la estabilidad, englobando la situación previa, el llenado del embalse y el vaciado brusco, siendo, a su vez éstas.

Situación previa – en construcción-

Es la situación previa al llenado del embalse, durante la fase de construcción, en la que las condiciones de contorno son las mismas que se han mantenido siempre sin la influencia de la actividad antrópica.

En la siguiente figura se pueden observar las distribuciones de los diferentes parámetros que pueden influir en el equilibrio de una ladera cualquiera, para esta situación y para una superficie de rotura potencial determinada.

Figura 9: Situación de equilibrio de la ladera previamente al llenado del embalse (Modificado de Luis I. González de

Vallejo et al., 2002).

Situación de embalse lleno

Lentamente, y una vez llenado el embalse hasta su máximo nivel, se considerará el tiempo transcurrido hasta que se haya establecido y estabilizado el nivel freático correspondiente.

Las nuevas condiciones tensionales impuestas pueden deducirse de la siguiente figura. Al llenarse el embalse, los taludes adoptan nuevas condiciones hídricas, estableciéndose en general, el nivel freático de acuerdo con la altura del agua embalsada y las características hidrogeológicas de los materiales.

La resistencia del terreno se verá afectada principalmente por la generación de


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presiones intersticiales, pero este aumento de presión intersticial en el terreno es contrarrestado por las fuerzas estabilizadoras generadas por el agua sobre la superficie de la ladera.

Figura 10: Situación de equilibrio posterior al llenado del embalse (Modificado de Luis I. González de Vallejo et al.,

2002).

Situación de desembalse rápido

El descenso rápido del nivel del agua hace que desaparezcan de forma brusca las fuerzas estabilizadoras, quedando el terreno con unas presiones intersticiales residuales que podrán inducir a condiciones de inestabilidad.

La nueva situación de la ladera se muestra en la siguiente figura.

Figura 11: Situación de inestabilidad al desaparecer la carga hidrostática sobre la ladera y no disiparse las presiones

intersticiales en el terreno (Modificado de Luis I. González de Vallejo et al., 2002).


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Éste último, es el caso más desfavorable para el mantenimiento de la estabilidad en las laderas del embalse, al generarse unas condiciones de desequilibrio, por permanecer los materiales con presiones intersticiales residuales, que no se disipan con la misma velocidad que el descenso del nivel de agua en el vaso. Este efecto de retardo en la disipación de las presiones intersticiales con respecto al descenso del nivel del agua, se verá incrementado en materiales de baja permeabilidad.

En lo referente a la seguridad al deslizamiento, se aplica lo recogido en la Guía nº 2, Tomo 2 del Reglamento Técnico sobre Seguridad de Presas y Embalses (BOE 30 marzo 1996), que establece los criterios para el proyecto de presas de materiales sueltos.

Para comprobar el Factor de Seguridad al deslizamiento del cuerpo de la presa se recomienda utilizar las solicitaciones que figuran a continuación, teniendo en cuenta los comentarios que se indican respecto a los métodos de cálculo y los coeficientes de seguridad recomendados.

Normales, N ‐ N1 Embalse lleno al máximo nivel normal (MNM)

En esta situación se supondrá que las variables que pueden afectar a la estabilidad tales como las presiones intersticiales en el núcleo y si es el caso, y en el cimiento, alcanzan valores normales que se recomienda sean una estimación prudente dentro del rango de variación esperado.

Accidentales, A ‐ N1 Embalse lleno al máximo nivel normal (MNM)

El Reglamento Técnico define las situaciones accidentales indicando que tienen duración limitada. Por este motivo se recomienda considerar también como “accidentales” aquellas situaciones transitorias que se dan durante la construcción y durante la explotación, como pueden ser los fallos eventuales del sistema de drenaje y los desembalses rápidos.

‐ A1. Distintas Fases de Construcción. ‐ A2. Embalse lleno al nivel de la avenida de proyecto (NAP). ‐ A3. Desembalse rápido. ‐ A4. Fallo del drenaje. ‐ A5. Embalse lleno y terremoto de proyecto.

Para cada una de estas situaciones se supondrá que las variables referentes a los niveles inicial o final del embalse, el estado tensional, y la resistencia y


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deformabilidad de los materiales que caracterizan la situación, adquieren el valor accidental (o transitorio) que sea razonable estipular. El resto de variables tendría su valor normal.

Extremas,E ‐ E1.- Embalse lleno a nivel de la avenida extrema, NAE. ‐ E2.- Distintas fases de construcción y terremoto de proyecto. ‐ E3.- Fallo del sistema de drenaje y terremoto de proyecto. ‐ E4.- Desembalse rápido y terremoto de proyecto. ‐ E5.- Embalse lleno al nivel normal y terremoto extremo.

Respecto a los métodos de cálculo recomendados y a los coeficientes de seguridad, los procedimientos más modernos que hoy se utilizan para analizar la estabilidad de presas de materiales sueltos están basados en modelos numéricos que reproducen aceptablemente la geometría de la presa y de su cimiento y, además, consideran de forma adecuada las características resistentes de los materiales. Los modelos numéricos pueden programarse de manera que como resultado del análisis se obtenga un coeficiente de seguridad al deslizamiento F. Cuando se utiliza el modelo resistente de Mohr-Coulomb, el coeficiente de seguridad F es el número por el que han de dividirse simultáneamente las cohesiones y tangentes de los ángulos de rozamiento de cada material, de forma que el resultado del cálculo indique que el modelo de la pera es inestable.

En la Guía nº 2 también se recomienda que, además de los diversos modelos numéricos que pueden haber sido utilizados, se realice una comprobación adicional mediante el análisis del equilibrio límite de secciones representativas del cuerpo de presa. En algunas ocasiones (valles estrechos) puede ser conveniente tener en cuenta de manera aproximada el efecto tridimensional. Dentro de los procedimientos existentes, los de mayor uso se denominan “métodos de rebanadas”. Son bien conocidos y de amplia utilización los métodos de Morgenstern-Price, Spencer, Janbu y Bishop. Se aconseja la utilización de métodos que cumplan todas las condiciones de equilibrio.

En general se recomienda que los coeficientes de seguridad mínimos que se obtengan mediante el uso de modelos numéricos o mediante el uso de métodos de equilibrio límite sean siempre iguales o superiores a los que se indican en la siguiente tabla (el coeficiente de seguridad depende del tipo de solicitaciones o combinaciones de ellas a las que corresponda el caso y de la categoría de la presa en función de su riesgo potencial).


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Figura 12: Coeficientes de seguridad recomendados por la Guía Técnica de Seguridad de Presas.

La Presa proyectada en este estudio corresponde a una Presa de Categoría B.

2.5 Resultados de los cálculos de estabilidad geotécnica

Se ha analizado en detalle dentro de este proyecto la presa más desfavorable, la correspondiente a la ampliación-recrecido de la presa existente, por ser de mayor altura y por la dificultad de apoyar sobre otra ya existente.

Se han empleado los programas comerciales de la casa Rocscience, para cálculo por equilibrio límite el Slide, y para elementos finitos el Phase.

Los resultados obtenidos a partir de los análisis de estabilidad y de cálculo de caudales mediante redes de flujo que se muestran gráficamente en las figuras adjuntas a continuación, aplicando métodos de elementos finitos y métodos de equilibrio límite, cumplen en todos los casos con la normativa existente (para una Presa de Tipo B como la proyectada), siendo los valores de factores de seguridad obtenidos los recogidos en la siguiente tabla.

El Caso 07, corresponde a la verificación post-sismo, en la cual se debe contemplar que las eventuales deformaciones permanentes que pudieran ocurrir durante un sismo extremo (recurrencia 5000 años) podrían provocar la pérdida de eficiencia del dren (principalmente el dren chimenea), por esta razón se verifica el escenario en el que la eficiencia de dicho dren se anule y el embalse posea el nivel máximo (para esto se iguala la permeabilidad de los materiales del dren a los del relleno impermeable).

En lo que se refiere a la presa existente, el zanjón existente bajo la presa actual, recogido en planos del Estudio de Identificación, aunque se ha mantenido su geometría en los perfiles, del lado conservador se ha considerado como materiales del terreno de fundación (a efectos resistentes, deformacionales e hidráulicos –permeabilidad-).


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SITUACIÓN DE CÁLCULO

SOLICITACIÓN FACTOR DE SEGURIDAD REQUERIDO

MÉTODO DE ANÁLISIS FACTOR DE SEGURIDAD

CASO 01_Presa actual existente

N1 1,4 EQUILIBRIO LÍMITE

BISHOP 1,992 JANBU 1,740

MORGENSTEN PRICE

1,995

CASO 02_Presa actual, excavación al pie

A1 1,2 EQUILIBRIO LÍMITE


MORGENSTEN PRICE

2,631

CASO 03a_Presa en Construcción, Talud aguas abajo



MORGENSTEN PRICE

1,922

CASO 03b_Presa en Construcción, Talud aguas arriba



MORGENSTEN PRICE

2,675

CASO 03c_Final de la Construcción + Sismo (terremoto de proyecto), en talud aguas abajo (=03a+sismo)

E2 >1,0 EQUILIBRIO LÍMITE


MORGENSTEN PRICE

1,628

CASO 04_Embalse lleno

N1 1,4 EQUILIBRIO LÍMITE


MORGENSTEN PRICE

1,670

ELEMENTOS FINITOS

1,650

CASO 05_Embalse lleno y sismo (terremoto de proyecto)



MORGENSTEN PRICE

1,408

CASO 06a_Desembalse rápido (calculado mediante régimen estacionario)



MORGENSTEN PRICE

1,691

CASO 06b_Desembalse rápido (calculado mediante régimen transitorio)



MORGENSTEN PRICE

2,612

CASO 07_Verficiación post-sismo (terremoto extremo) (=Caso 04 con fallo dren y terremoto extremo)

E5 >1,0 EQUILIBRIO LÍMITE


MORGENSTEN PRICE

1,179

Tabla 2: Tabla de Factores de Seguridad obtenidos para las distintas situaciones de cálculo analizadas geotécnicamente.

Adicionalmente a continuación se adjuntan las salidas gráficas de los cálculos efectuados.


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Figura 13: Caso 01, Red de flujo y estabilidad global, FS=1,992-Bishop.


1.9921.9921.9921.992

4342.7 4342.7 4342.7 4342.7

4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5?????

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4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7

4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7

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4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5

4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5

4335.5

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4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5

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4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7

4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5 4335.5

?

0.00018358 m3/s

0.0002128 m3/s

Safety Factor0.000

0.500

1.000

1.500

2.000

2.500

3.000

3.500

4.000

4.500

5.000

5.500

6.000+

Total Head[m]

4335.300

4336.100

4336.900

4337.700

4338.500

4339.300

4340.100

4340.900

4341.700

4342.500

4343.300

4344.100

4344.900

44

40

44

20

44

00

43

80

43

60

43

40

43

20

43

00

42

80

42

60

-140 -120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180

2.6332.6332.6332.633

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4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7 4342.7

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2.9129e-007 m3/s

3.7134e-006 m3/s

Safety Factor0.000

0.500

1.000

1.500

2.000

2.500

3.000

3.500

4.000

4.500

5.000

5.500

6.000+

Total Head[m]

4329.000

4330.200

4331.400

4332.600

4333.800

4335.000

4336.200

4337.400

4338.600

4339.800

4341.000

4342.200

4343.400

44

40

44

20

44

00

43

80

43

60

43

40

43

20

43

00

42

80

42

60

-140 -120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180


PRESA DE TAYPICHACA

‐ 22 ‐

Figura 15: Caso 03a, Estabilidad global, FS=1,923-Bishop.

Figura 16: Caso 03b, Estabilidad global, FS=2,678-Bishop.

1.9231.9231.9231.923

Safety Factor0.000

0.500

1.000

1.500

2.000

2.500

3.000

3.500

4.000

4.500

5.000

5.500

6.000+

44

40

44

20

44

00

43

80

43

60

43

40

43

20

43

00

42

80

42

60

42

40

-140 -120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120 140 160

2.6782.6782.6782.678

Safety Factor0.000

0.500

1.000

1.500

2.000

2.500

3.000

3.500

4.000

4.500

5.000

5.500

6.000+

44

40

44

20

44

00

43

80

43

60

43

40

43

20

43

00

42

80

42

60

42

40

-140 -120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120 140 160


PRESA DE TAYPICHACA

‐ 23 ‐

Figura 17: Caso 03c, Estabilidad global, FS=1,627-Bishop.

Figura 18: Caso 04, Red de flujo y estabilidad global, FS=1,668-Bishop, métodos de equilibrio límite.

1.6271.6271.6271.627

0.065

0.05

Safety Factor0.000

0.500

1.000

1.500

2.000

2.500

3.000

3.500

4.000

4.500

5.000

5.500

6.000+

44

40

44

20

44

00

43

80

43

60

43

40

43

20

43

00

42

80

42

60

42

40

-140 -120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120 140 160

1.6681.6681.6681.668

4350.5 4350.5 4350.5 4350.5

4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5???????

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4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5

4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 ? ?????????????

4350.5

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4350.5 4350.5

4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5

4350.5

4350.5

4332.5 4.0189e-005 m3/s

0.00042129 m3/s

5.4407e-006 m3/s

0.0004384 m3/s

0.00023814 m3/s

Safety Factor0.000

0.500

1.000

1.500

2.000

2.500

3.000

3.500

4.000

4.500

5.000

5.500

6.000+

Total Head[m]

4332.000

4333.600

4335.200

4336.800

4338.400

4340.000

4341.600

4343.200

4344.800

4346.400

4348.000

4349.600

4351.200

44

25

44

00

43

75

43

50

43

25

43

00

42

75

42

50

-140 -120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120 140 160


PRESA DE TAYPICHACA

‐ 24 ‐

Figura 19: Caso 04, Desplazamientos totales y estabilidad global, FS=1,65-Métodos de Elementos Finitos.

Figura 20: Caso 04, Red de flujo, detalle de la línea parabólica piezométrica desarrollada en el interior de la presa homogénea hacia el dren de pie.

83.12 83.25 83.25 83.39 83.39 78.79 78.79 79 79 100.15 100.15 114.61 114.61 129.06 129.06 132.44 132.44 132.43 113.8 113.8 95.16 95.16 76.52 76.52 66.71 66.71 66.71 66.71 66.71 66.71 50.03 50.03 33.35 33.35 16.68 16.68 0

0 5.73 5.73 5.89 5.89 6.48 6.48 7.83 7.83 9.18 9.18 8.92 8.92 8.92 8.92 8.92 8.92 8.92 8.92 8.92 8.92 8.92 8.92 8.92 8.92 8.92

76.95 78.19 78.19 79.42 79.42 80.65 81.89 83.12 80.65 81.89

2.5624e-005 m3/s

0.0004354 m3/s

4.6163e-006 m3/s

0.00044549 m3/s

Critical SRF: 1.65

SSR Search Area

TotalDisplacementm

0.00e+0001.50e-0023.00e-0024.50e-0026.00e-0027.50e-0029.00e-0021.05e-0011.20e-0011.35e-0011.50e-0011.65e-0011.80e-0011.95e-0012.10e-0012.25e-0012.40e-0012.55e-0012.70e-0012.85e-0013.00e-001

44

50

44

25

44

00

43

75

43

50

43

25

43

00

42

75

42

50

-150 -125 -100 -75 -50 -25 0 25 50 75 100 125 150 175 200

4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5?????

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4350.5 4350.5

4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5

4350.5 4350.5

4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5

5

4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5

4350.5 4350.5

4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5

4350.5?

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4350.5

4332.5 4332.5 4332.5

4350.5

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4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.54350.5

433 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5

4350.5

4350.5

4332.5

4.0189e-005 m3/s

0.00042129 m3/s

5.4407e-006 m3/s

0.0004384 m3/s

0.00023814 m3/s

Safety Factor0.000

0.500

1.000

1.500

2.000

2.500

3.000

3.500

4.000

4.500

5.000

5.500

6.000+

Pressure Head[m]

-13.500

-4.500

4.500

13.500

22.500

31.500

40.500

49.500

58.500

67.500

76.500

85.500

94.500

43

50

43

40

43

30

43

20

43

10

43

00

42

90

42

80

42

70

42

60

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70


PRESA DE TAYPICHACA

‐ 25 ‐

Figura 21: Caso 04, Red de flujo, detalle del dren de pie.


44332.5 4332.5 4332.5

4332.5?

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?

?

?

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4332.5

0.00023814 m3/s

Safety Factor0.000

0.500

1.000

1.500

2.000

2.500

3.000

3.500

4.000

4.500

5.000

5.500

6.000+

Pressure Head[m]

-13.500

-4.500

4.500

13.500

22.500

31.500

40.500

49.500

58.500

67.500

76.500

85.500

94.500

43

50

43

47

.54

34

54

34

2.5

43

40

43

37

.54

33

54

33

2.5

43

30

22.5 25 27.5 30 32.5 35 37.5 40 42.5 45 47.5 50 52.5 55

1.3991.3991.3991.399

4350.5 4350.5 4350.5 4350.5

4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5????????

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4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5

4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 ? ?????????????

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4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5

4350.5

4350.5

4332.5 2.5897e-005 m3/s

0.00043456 m3/s

5.4498e-006 m3/s

0.00043813 m3/s

0.00023816 m3/s

0.065

0.05

Safety Factor0.000

0.500

1.000

1.500

2.000

2.500

3.000

3.500

4.000

4.500

5.000

5.500

6.000+

Total Head[m]

4332.000

4333.600

4335.200

4336.800

4338.400

4340.000

4341.600

4343.200

4344.800

4346.400

4348.000

4349.600

4351.200

44

25

44

00

43

75

43

50

43

25

43

00

42

75

42

50

-140 -120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120 140 160


PRESA DE TAYPICHACA

‐ 26 ‐

Figura 23: Caso 06a, Estabilidad global, FS=1,690-Bishop, régimen estacionario.

Figura 24: Caso 06b, Red de flujo y estabilidad global, FS=2,610-Bishop, régimen transitorio.

1.6901.690

W (Initial)

W (Final)

1.6901.690

Safety Factor0.000

0.500

1.000

1.500

2.000

2.500

3.000

3.500

4.000

4.500

5.000

5.500

6.000+

44

40

44

20

44

00

43

80

43

60

43

40

43

20

43

00

42

80

42

60

42

40

-140 -120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120 140 160

2.6102.6102.6102.610

4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5????????

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Safety Factor0.000

0.500

1.000

1.500

2.000

2.500

3.000

3.500

4.000

4.500

5.000

5.500

6.000+

Total Head[m]

4332.350

4333.650

4334.950

4336.250

4337.550

4338.850

4340.150

4341.450

4342.750

4344.050

4345.350

4346.650

4347.950

44

40

44

20

44

00

43

80

43

60

43

40

43

20

43

00

42

80

42

60

-140 -120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180


PRESA DE TAYPICHACA

‐ 27 ‐

Figura 25: Caso 04, Asientos obtenidos mediante Métodos de Elementos Finitos.


83.12 83.25 83.25 83.39 83.39 78.79 78.79 79 79 100.15 100.15 114.61 114.61 129.06 129.06 132.44 132.44 132.43 113.8 113.8 95.16 95.16 76.52 76.52 66.71 66.71 66.71 66.71 66.71 66.71 50.03 50.03 33.35 33.35 16.68 16.68

0

0 5.73 5.73 5.89 5.89 6.48 6.48 7.83 7.83 9.18 9.18 8.92 8.92 8.92 8.92 8.92 8.92 8.92 8.92 8.92 8.92 8.92 8.92 8.92 8.92 8.92

76.95 78.19 78.19 79.42 79.42 80.65 81.89 83.12 80.65 81.89

2.5624e-005 m3/s

0.0004354 m3/s

4.6163e-006 m3/s

0.00044549 m3/s

Critical SRF: 1.65

SSR Search Area

VerticalDisplacementm

-9.00e-002-7.50e-002-6.00e-002-4.50e-002-3.00e-002-1.50e-002 0.00e+000 1.50e-002 3.00e-002 4.50e-002 6.00e-002 7.50e-002 9.00e-002 1.05e-001 1.20e-001 1.35e-001 1.50e-001 1.65e-001 1.80e-001 1.95e-001 2.10e-001

44

50

44

25

44

00

43

75

43

50

43

25

43

00

42

75

42

50

-150 -125 -100 -75 -50 -25 0 25 50 75 100 125 150 175 200

1.1671.1671.1671.167

4350.5 4350.5 4350.5 4350.5

4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5???????

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4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5

4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 ? ?????????????

4350.5

4332.5 4332.5 4332.5

4350.5

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? 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5 4350.5

4350.5 4350.5

4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5 4332.5

4350.5

4350.5

4332.5 3.2813e-005 m3/s

0.00035132 m3/s

4.1367e-006 m3/s

0.00036575 m3/s

3.5315e-009 m3/s

0.1

0.07

Safety Factor0.000

0.500

1.000

1.500

2.000

2.500

3.000

3.500

4.000

4.500

5.000

5.500

6.000+

Total Head[m]

4332.000

4333.600

4335.200

4336.800

4338.400

4340.000

4341.600

4343.200

4344.800

4346.400

4348.000

4349.600

4351.200

44

25

44

00

43

75

43

50

43

25

43

00

42

75

42

50

-140 -120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120 140 160

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MEMORIA 5.4.12. DiseñoPresa Pto2TratamientoF 20140604 Tratamiento de Fundacion… · “Depósitos de morrenas (Qm)”, formados por arenas, bolos y cantos en una matriz limo-arcillosa