EVALUACIÓN DE LA ESTABILIDAD POSTSÍSMICA DE LA PRESA LOS CARACOLES

Francisco Zabala*, Rubén Rodari*, Luciano Oldecop* y Fernando Bustos**

* Instituto de Investigaciones Antisísmicas “Ing. Aldo Bruschi”, Universidad Nacional de San Juan

Av. Libertador Oeste 1290, San Juan. fzabala@unsj.edu.ar

** Energía Provincial Sociedad del Estado, San Juan

RESUMEN

En este trabajo se describe el análisis de estabilidad de los taludes de la presa de grava con pantalla de hormigón “Los Caracoles”, ubicada sobre el Río San Juan, en la Provincia del mismo nombre, bajo una hipótesis de daños post terremoto en la pantalla de hormigón y en la pared moldeada. Para esto se evaluó el funcionamiento del sistema de drenaje interno de la presa, con el fin de obtener la posición de la superficie freática, los gradientes hidráulicos y las cotas piezométricas asociadas, mediante un modelo de elementos finitos bidimensionales. Se realizaron análisis de sensibilidad sobre las permeabilidades de los materiales constituyentes de los drenes, y del material de apoyo de la pantalla de hormigón. Adicionalmente se obtuvo una estimación del tiempo que transcurriría entre el agrietamiento ó falla de la cara de hormigón y la aparición de flujo por el pie del talud de aguas abajo de la presa. Para esto se utilizó un modelo bidimensional de flujo hidráulico transitorio, procesado con un programa de diferencias finitas. Estos resultados fueron posteriormente utilizados como datos de entrada para realizar el análisis de estabilidad de los taludes de la presa en condiciones estáticas y de esa manera evaluar su seguridad post terremoto. Palabras clave: Los Caracoles, análisis de flujo, estabilidad post terremoto

INTRODUCCIÓN

El aprovechamiento hidroeléctrico Los Caracoles se ubica sobre el río San Juan, aguas abajo de la confluencia entre este río y el río Sasso, en el límite entre los departamentos Ullúm y Zonda, a 31º31’ de latitud sur y 68º59’ de longitud oeste (figura 1). El componente principal del aprovechamiento es una presa de materiales sueltos (gravas y enrocados) con pantalla y pared moldeada de hormigón, de 129 metros de altura sobre el nivel del río (138 metros sobre el nivel de fundación) y 620 metros de longitud de coronamiento. El volumen de materiales sueltos empleado en la construcción de la presa es aproximadamente 11.000.000 m³. La figura 2 muestra la sección transversal máxima del cuerpo de la presa, incluyendo la zonificación de materiales.

Jachal

San Juan

1 2

3

67

1

365

47

2

Presa (Alt.[m]) Tipo

Cuesta del Viento(100)Los Cauquenes(45)Pascua-Lama(100)Ullúm(60)

Punta Negra(120)Los Caracoles(138)El Pachón

MSZHRMMSZ

MSPMSPRM

Etapa

OOPO

CCP

MSZ: Materiales sueltos zonificada H: Presa de hormigónRM: Presa de relaves minerosMSP: Mat. sueltos con pantalla de Hº

O: En operaciónC: En construcción

P: En proyecto

Oasis bajo riego

72° Long. Oeste 66,5°

29°LatSur

32,5°

1894(8)

1944(7.4)

1952(7)1977(7.4)

5 4

1977(7.4)Terremoto histórico:Año(Magnitud)Falla activa

Presa7

REFERENCIAS

0 20 40 60 80 100 Km

Presa (Alt.[m]) Tipo Etapa

Figura 1. Provincia de San Juan. Presas, fallas activas y epicentros de terremotos históricos.

La presa, actualmente en la etapa final de construcción, está ubicada en una de las zonas de

mayor actividad sísmica del país, aguas arriba de los aprovechamientos Punta Negra (en construcción) y Ullúm (operativo), y asimismo aguas arriba de los valles de Ullúm-Zonda y Tulum, que albergan a la mayor parte de la población y de las áreas productivas de la provincia (figura 1). De acuerdo con el estudio de amenaza sísmica correspondiente al proyecto (IDIA-UNSJ 2003), el terremoto extremo o de seguridad (TS) corresponde a un evento de magnitud Mw = 7,7 con epicentro a 5 km de la presa, con una aceleración horizontal máxima a nivel de la roca igual a 1,02g. Como parte de los criterios de diseño establecidos para el proyecto se realizó una verificación de la estabilidad estática post sismo de los taludes de la presa, asumiendo una hipótesis de daños en la pantalla de hormigón y en la pared moldeada por efecto del terremoto. Para cumplir

este objetivo se evaluó el funcionamiento del sistema de drenaje interno de la presa para obtener la posición de la superficie freática, los gradientes hidráulicos y las cotas piezométricas asociadas. Estos resultados fueron posteriormente utilizados como datos de entrada para realizar análisis de estabilidad de los taludes de la presa en condiciones estáticas.

Figura 2. Sección transversal máxima de la presa.

La evaluación del sistema de drenaje interno de la presa se efectuó mediante modelos de

elementos finitos bidimensionales, procesados con el programa Seep2D (Brigham Young University 1998). Se realizaron análisis de sensibilidad sobre las permeabilidades de los materiales constituyentes de los drenes (material D, fig. 2), y sobre el material de apoyo de la pantalla de hormigón (material 2, fig. 2).

Adicionalmente se obtuvo una estimación del tiempo que transcurriría entre la falla de la

cara de hormigón y la aparición de flujo por el pie del talud de aguas abajo de la presa. Para esto se analizó un modelo bidimensional de flujo hidráulico transitorio, procesado con el programa de diferencias finitas VS2DI (Hsieh, Wingley & Healy 2000).

Los análisis de estabilidad estática se realizaron utilizando el programa de computadora

STABL (Siegel 1975), que utiliza un método de equilibrio de dovelas para calcular los factores de seguridad asociados a un conjunto de superficies de falla definido por el usuario.

EVALUACIÓN DEL COMPORTAMIENTO DEL SISTEMA DE DRENAJE INTERNO

DE LA PRESA

Definición de la geometría del modelo. Hipótesis de daño de la presa Para definir la geometría y zonificación de materiales de la presa utilizados para los modelos

bidimensionales se consideró la sección máxima (figura 2). Como hipótesis de daño de la presa, se consideró que, luego de la ocurrencia del sismo TS,

la cara de hormigón por encima de la cota 1047 pierde totalmente su estanqueidad en un tramo de 200 metros de ancho medido en forma horizontal y perpendicular al flujo del río. El resto de la pantalla se ha considerado impermeable. Adicionalmente, se consideró que la pared moldeada ha sufrido daños, y que en esta se ha producido una abertura de dos metros, ubicada a la mitad de su

altura, que disminuye la permeabilidad del muro a los valores de permeabilidad asumidos para el aluvión.

Estimación de coeficientes de permeabilidad. Casos de verificación. La determinación de los coeficientes de permeabilidad para los análisis de flujo se realizó

sobre la base de datos de campo y bibliografía. Los criterios utilizados para definir las permeabilidades de cada material se resumen a continuación.

Material 2: • De los resultados de un ensayo Lefranc realizado in situ se determinó un coeficiente

de permeabilidad vertical para el material igual a 1x10-4cm/s. • En base a la granulometría del material 2, le corresponde un coeficiente de

permeabilidad del orden de 10-2 cm/s, de acuerdo a las recomendaciones de Hough (1969).

• En la figura 3 se comparan las curvas granulométricas límite especificadas para el material 2, con curvas típicas de bases para pavimento (Idaho Transportation Department 2005), para las cuales se tienen medidas de permeabilidad. De la figura mencionada se puede estimar un coeficiente de permeabilidad menor que 1x10-2 cm/s.

• En la figura 3 también se observa que la especificación granulométrica establecida por el proyecto, es similar a las recomendadas por Hacelas & Marulanda (1989) y por ICOLD (2004), para el material de apoyo de la cara de hormigón de presas CFRD, aunque con un contenido de finos menor que el recomendado por Hacelas & Marulanda (1989), y mayor que el recomendado por ICOLD (2004). A la granulometría recomendada por Hacelas & Marulanda (1989) se le asocia un coeficiente de permeabilidad de 1x10-4 cm/s o menor. La gradación recomendada por ICOLD (2004) permite obtener permeabilidades menores que 1x10-2 cm/s.

• Según datos publicados por Terzaghi et al (1996), la permeabilidad asociada a la granulometría especificada para el material 2, se ubica en el rango 1x10-3 cm/s a 1x10-2 cm/s.

Sobre la base de estos datos se adoptó, en forma conservadora, para la modelación del

material 2, un coeficiente de permeabilidad horizontal igual a 1x10-2 cm/s y un coeficiente de permeabilidad vertical igual a 1x10-3 cm/s. Para estimar la sensibilidad del modelo a la permeabilidad del material 2, se analizó un caso con permeabilidad 10 veces menor tanto en dirección vertical como horizontal.

Materiales 3B, 3B’, 3L y 3D: • Las granulometrías límite especificadas por el proyecto para los materiales 3L y 3B

presentan gran similitud entre sí. Por lo anterior, se considera que ambos materiales tienen idéntica permeabilidad.

• Los ensayos realizados sobre terraplenes de prueba y en excavaciones en el cuerpo de la presa en construcción, reportan coeficientes de permeabilidad variando en el rango 1x10-2 cm/s – 1x10-1 cm/s para los materiales 3B y 3L.

• Hough (1969) recomienda un rango de permeabilidades entre 1x10-2 cm/s y 1x10-1 cm/s para materiales con características granulométricas como las de los materiales 3B y 3L.

200 80 50 30 20 16 10 8 4 3/8"1/2" 1" 112" 2" 3"3/4"

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

GRAVAARENAARENAMEDIA

ARENA FINA

42.3

3 cm

/seg

12.7

07.

00

4.93

2.110.0

350.0

176

0.007

1

0.003

5

0.000

7

PO

RC

ENTA

JE P

ASA

TAMAÑO DEL TAMIZ (U.S.)

Límite

supe

rior m

ateria

l 2

Límite inferio

r material 2

Hacelas y Marulanda (1989)

ICOLD (2004)

Figura 3. Permeabilidad del material 2 (adaptado de Idaho Transportation Department 2005).

Sobre la base de estos datos se adoptó para la modelación de los materiales 3B y 3L un

coeficiente de permeabilidad horizontal igual a 1x10-1 cm/s, y un coeficiente de permeabilidad vertical igual a 1x10-2 cm/s. Las zonas de transición entre los materiales 3B y D, formadas por material 3B’, se consideraron con la misma permeabilidad que los materiales 3B y 3L. El mismo criterio se adoptó para la zona 3D, formada por material 3L (compactado) o enrocado 3C (no compactado por debajo de cota 1035 msnm), con un contenido de finos algo mayor que el permitido al material 3L.

Material D: • Para el diseño preliminar del drenaje interno de la presa realizado en la etapa inicial

de la obra se consideró una permeabilidad horizontal del material D igual a 20 cm/s. • Para materiales con las especificaciones granulométricas del material D, Hough

(1969) recomienda una permeabilidad de 20 cm/s. • Para considerar el efecto del flujo turbulento asociado a gradientes altos, USACE

(1993) recomienda un coeficiente de reducción de la permeabilidad igual a 0,5. • La permeabilidad en la zona de los drenes horizontales (finger-drain), debe reducirse

en un modelo bidimensional, para tomar en cuenta las zonas de baja permeabilidad existentes entre los cuatro drenes. El factor de reducción se tomó igual a 0,4.

• A los tramos de drenes horizontales embebidos en material 3C al pie del talud de aguas abajo se les debe asignar permeabilidades ponderadas por la presencia de material 3C entre los drenes horizontales.

Sobre la base de estos datos considerando en forma conservadora una permeabilidad de 20

cm/seg, la reducción de permeabilidad por flujo turbulento y la sección transversal equivalente de dren, se adoptó, para el dren chimenea y la solera drenante una permeabilidad horizontal igual a 10

cm/s y una permeabilidad vertical igual a 2 cm/s. Para los drenes horizontales se adoptó una permeabilidad horizontal igual a 4 cm/s y una permeabilidad vertical igual a 8 x 10-1 cm/s. Para los tramos de drenes embebidos en material 3C se adoptó una permeabilidad igual a 10 cm/s, tanto en dirección horizontal como en dirección vertical.

Para estimar la sensibilidad del modelo a la permeabilidad del material D, se analizó un caso

reduciendo la permeabilidad de este material a la mitad, y otro caso combinando la reducción de permeabilidad en el material D con la reducción de permeabilidad en el material 2.

Materiales 3C y 4: Estos materiales se modelaron considerando una permeabilidad igual a 30 cm/s, estimada

comparando sus características granulométricas con las recomendaciones de Hough (1969) y afectándola de un coeficiente igual a 0,7 para considerar los efectos del flujo turbulento (USACE 1993). Por lo tanto, se adoptó una permeabilidad igual a 20 cm/s, tanto en dirección horizontal como en dirección vertical.

Aluvión: Los ensayos de permeabilidad en pozos en el aluvión de fundación presentan una gran

dispersión de resultados, con permeabilidades variando entre 1 x 10-2 cm/s y 1 cm/s. Tomando un criterio conservador, se asume para el material de aluvión un valor de permeabilidad igual a 1 x 10-1 cm/s, tanto en dirección vertical como en dirección horizontal.

Se resumen en la tabla 1 las permeabilidades adoptadas para los 3 casos analizados en este trabajo.

Tabla 1. Coeficientes de permeabilidad para los materiales

Material

Caso básico Permeabilidad

reducida en material D

Permeabilidad reducida en

materiales D y 2 kh

[cm/s] kv

[cm/s] kh

[cm/s] kv

[cm/s] kh

[cm/s] kv

[cm/s] 2 1x10-2 1x10-3 1x10-2 1x10-3 1x10-3 1x10-4

3B, 3B’, 3L, 3D 1x10-1 1x10-2 1x10-1 1x10-2 1x10-1 1x10-2 D (chimenea y solera) 10 2 5 1 5 1

D (drenes horizontales) 4 8x10-1 2 4x10-1 2 4x10-1 D (embebido en 3C) 10 10 10 10 10 10

3C, 4 20 20 20 20 20 20 Aluvión 1x10-1 1x10-1 1x10-1 1x10-1 1x10-1 1x10-1

Análisis de flujo después de la ocurrencia del TS. Caso básico

La red de flujo asociada a este caso se muestra en la figura 4. El nivel freático se establece

aproximadamente 72 metros por encima de la solera drenante. El caudal por metro de ancho obtenido del modelo es igual a 0,043 m³/s. El caudal total, para la hipótesis de falla de la pantalla en un tramo de 200 metros de ancho, es igual a 8,6 m³/s. El gradiente de salida es igual a 0,04. El gradiente medio en el dren horizontal es aproximadamente 0,17.

Para este caso también se obtuvo una estimación del tiempo transcurrido entre la falla de la cara de hormigón y la aparición de un flujo de agua a través del pie del talud de aguas abajo de la

presa. Esta estimación se llevó a cabo procesando un modelo de diferencias finitas con el programa de computadora VS2DI (Hsieh, Wingley & Healy 2000). El programa permite realizar la simulación del transitorio de flujo de fluidos a través de medios porosos no saturados. Las relaciones entre la presión, el contenido de humedad y la conductividad hidráulica relativa de los suelos se modelan utilizando las ecuaciones desarrolladas por Van Genuchten (1980).

La geometría de la presa y las hipótesis de daño adoptadas son las descritas anteriormente,

excepto la sección dañada de la pared moldeada, que no se ha considerado en el modelo transitorio. Como condición inicial, el aluvión de fundación se ha considerado saturado. Los parámetros de las ecuaciones de Van Genuchten utilizados son los recomendados por Hsieh, Wingley & Healy (2000) y Van Genuchten (1980) para suelos granulares de granulometría gruesa.

En las figuras 5 a 8 se observa la evolución de las condiciones de saturación y presión

intersticial del cuerpo de la presa. Del análisis se ha estimado que aproximadamente 20 horas después del terremoto TS, para las hipótesis de rotura de la pantalla y pared moldeada consideradas, se produce la salida del agua por el enrocado de material 3C al pie del talud de aguas abajo de la presa.

Figura 4: Red de flujo asociada al caso básico

Figura 5a: Presiones en m.c.a. 5 horas después del TS. Caso básico

Figura 5b:Grado de saturación 5 horas después del TS. Caso básico

Figura 6a: Presiones en m.c.a. 10 horas después del TS. Caso básico

Figura 6b: Grado de saturación 10 horas después del TS. Caso básico

Figura 7a: Presiones en m.c.a. 15 horas después del TS. Caso básico

Figura 7b: Grado de saturación 15 horas después del TS. Caso básico

Figura 8a: Presiones en m.c.a. 20 horas después del TS. Caso básico

Figura 8b: Grado de saturación 20 horas después del TS. Caso básico

Análisis de flujo después de la ocurrencia del TS. Caso con permeabilidad reducida en el material D

La red de flujo asociada a este caso se muestra en la figura 9. El nivel freático es más elevado que el correspondiente al caso básico, ubicándose aproximadamente 90 metros por encima de la solera drenante. El caudal por metro de ancho obtenido del modelo es igual a 0,037 m³/s, por lo que una falla de la pantalla de hormigón en un tramo de 200 metros de ancho produciría un caudal de salida total igual a 7,4 m³/s. El gradiente de salida encontrado es aproximadamente 0,04, comparable al correspondiente al caso básico, aunque el gradiente medio en el dren horizontal es algo mayor, alcanzando un valor igual a 0,21.

Análisis de flujo después de la ocurrencia del TS. Caso con permeabilidad reducida en

los materiales D y 2

La red de flujo asociada a este caso se muestra en la figura 10. El efecto de un material 2 con permeabilidad reducida es evidente. El área saturada es menor que en los casos anteriores, con el nivel freático establecido aproximadamente 46 metros por encima de la solera drenante. El caudal por metro de ancho obtenido es menor que los asociados a los modelos anteriores: 0,021 m³/s, o 4,2 m³/s para una falla de la pantalla de hormigón en un tramo de 200 metros de ancho. El gradiente de salida encontrado es aproximadamente 0,03, menor que los correspondientes a los casos anteriores. También se observa una disminución del gradiente medio en el dren horizontal, alcanzando el valor 0,13.

Figura 9: Red de flujo asociada al caso con permeabilidad reducida en el material D

Figura 10: Red de flujo asociada al caso con permeabilidades reducidas en materiales D y 2

EVALUACIÓN DE LA ESTABILIDAD ESTÁTICA DE LA PRESA LUEGO DEL TS

Mediante análisis por equilibrio límite se han identificado las superficies de deslizamiento de menor factor de seguridad para la estabilidad estática del talud de aguas abajo de la presa, para las condiciones de infiltración establecidas para el caso con permeabilidad reducida en el material D. La búsqueda de las superficies potenciales de deslizamiento se ha realizado utilizando el programa de computadora STABL (Siegel 1975).

Las hipótesis fundamentales para los análisis realizados son:

1. Las condiciones hidráulicas, de posición de la superficie libre y gradientes, son las correspondientes al caso con permeabilidad reducida en el material D analizado en la sección III.4.

2. La resistencia de los suelos, caracterizada por su ángulo de fricción interna, corresponde a los valores residuales determinados por ensayos triaxiales. Las densidades secas adoptadas para los materiales se corresponden con las utilizadas por Oldecop & Zabala (2002) (tabla 2).

3. Se considera que las zonas formadas por material 2 (apoyo de la cara de hormigón) y material 4 (enrocado de protección) no influyen de manera apreciable en la estabilidad del cuerpo de la presa, por lo que no se los ha tenido en cuenta para los análisis de estabilidad estática.

En la figura 11 se muestran las superficies de deslizamiento hacia aguas abajo de menor

factor de seguridad. No se analizaron superficies de deslizamiento del talud de aguas arriba, por considerar que la presión de agua sobre la cara de hormigón y el sentido de las fuerzas de filtración evitarían la generación de ese tipo de mecanismos de falla. En la tabla 3 se indica el valor de factor de seguridad estático obtenido para cada superficie.

C4

C5

C3

C2C1

Figura 11: Superficies potenciales de deslizamiento con menor factor de seguridad

Tabla 2. Propiedades de los materiales para los análisis de estabilidad estática

MATERIAL Densidad seca

[t/m³] Fres[º]

Aluvión 2,34 40 3B 2,40 44

3L, 3D 2,40 43 3C 1,70 38 D 1,70 38

Tabla 3. Factores de seguridad estáticos asociados a las superficies de deslizamiento de la Figura 11.

Superficie Fs C1 1,38 C2 1,46 C3 1,48 C4 1,65 C5 1,72

CONCLUSIONES.

En las Figuras 4, 9 y 10 se observa que, en los tres casos modelados, la salida de agua ocurre en la zona protegida por el enrocado de material 3C. Sin embargo, en el caso correspondiente a la figura 9, la baja permeabilidad del material D eleva la línea freática. Esto provoca un acercamiento de la línea freática a la zona del talud de aguas abajo ubicada sobre el enrocado 3C.

De los análisis realizados se concluye que el gradiente de salida está controlado

fundamentalmente por el material 3C. Los gradientes calculados cumplen con los criterios de estabilidad recomendados por USACE (1993).

El tiempo estimado para la salida de agua por el pie del talud de aguas abajo es de

aproximadamente 20 horas a partir de la rotura de la pantalla. Durante este tiempo el descenso del nivel de embalse conseguido con las acciones de emergencia previstas no sería significativo, por lo que se considera que los modelos de régimen permanente evaluados en este trabajo son una estimación adecuada de las condiciones hidráulicas posteriores al TS.

En el caso correspondiente a la figura 10 se observó que la permeabilidad del material de

apoyo de la cara de hormigón (material 2) influye de manera apreciable sobre las condiciones hidráulicas del modelo. El material 2 es entonces un importante mecanismo de seguridad ante la pérdida de estanqueidad de la pantalla de hormigón.

El factor de seguridad estático para la superficie potencial de deslizamiento más

comprometida (superficie C1 en la figura 11 y la tabla 3) es ligeramente menor que el mínimo

exigido por los criterios de diseño sísmico de la presa. Las restantes superficies analizadas cumplen con los requisitos establecidos para la seguridad estática postsísmica.

A partir de los análisis realizados se prevé un comportamiento adecuado de la presa en caso de una pérdida de estanqueidad de la cara de hormigón provocada por un terremoto.

BIBLIOGRAFÍA

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