C a p ít u lo 10El cruz-desagüe y estructuras de caída 10.1 Acueductos y entradas y salidas del canal 10.1.1 Introducción La alineación de un canal invariablemente reúne una serie de arroyos naturales (drenajes) y otras estructuras tales como carreteras y ferrocarriles, y puede que algunas veces tienen que cruzar valles. Obras de drenaje transversal son las estructuras que hacen posible tales cruces. Generalmente son muy costosas, y deben evitarse si es posible cambiando el canal alineación y/o desviando los desagües. 10.1.2 Acueductos Un acueducto es una estructura construida de drenaje transversal donde el nivel de inundación de drenaje está debajo del lecho del canal. Pequeños drenajes pueden adoptarse de acuerdo con el canal y los bancos por un barril de mampostería o de hormigón (alcantarilla), mientras que en el caso de cruces de stream puede ser barato a cañada el canal sobre el arroyo (p. ej. mediante una canaleta de hormigón, Fig. 10.1(a)). Cuando tanto el canal de drenaje y se reúnen más o menos en el mismo nivel el drenaje puede ser pasado a través de un acueducto sifón invertido (Fig. 10.1(d)) debajo del canal; el flujo a través del acueducto aquí siempre está bajo presión. Si la descarga de drenaje está fuertemente limo laden un limo eyector debe ser proporcionado en el extremo superior del sifón acueducto; un rack de basura también es esencial si el flujo tiene restos flotantes que de otro modo podría ahogar la entrada al acueducto. Acueductos Y ENTRADAS Y SALIDAS DEL CANAL 41 9 Fig. 10.1 El diseño de un acueducto. 10.1.3 Superpassage En este tipo de trabajos de drenaje transversal, el drenaje natural se ejecuta sobre el canal, el canal bajo el desagüe siempre tener un libre flujo de la superficie. La superpas- sabio es llamado un sifón del canal o simplemente de un sifón invertido si el lecho del canal bajo el drenaje es bajado para acomodar el flujo del canal, que se Estar siempre bajo presión. Los diseños de la superpassage y sifón del canal son similares a los que se muestran en las figuras 10.1(a) y 10.1(b), con el canal de drenaje y se intercambian. 10.1.4 Paso a nivel Paso a nivel de instalaciones son proporcionados cuando tanto el vaciado y el canal ejecutar más o menos en el mismo nivel. Esto es usado más frecuentemente si cualquiera de las corrientes que se produce durante un período corto (por ej. Las inundaciones repentinas en el desagüe); en las operacio- ción, la mezcla de los dos cuerpos de agua también debe ser aceptable (consideraciones sobre la calidad). El plan de diseño de un paso a nivel con dos conjuntos de reguladores, uno a través del drenaje y el otro al otro lado del canal, se muestra en la Fig. 10.2. Ni- mally, el canal regula el flujo del regulador con el regulador de vaciado mantiene cerrado. Cuando las inundaciones ocurren, el canal de drenaje puertas están cerradas y puertas abiertas para dejar pasar el flujo de las inundaciones. 10.1.5 Las entradas y salidas del canal Cuando el flujo de drenaje es pequeña puede ser absorbido en el canal a través de las entradas. El flujo en el canal puede ser equilibrada, si es necesario (en el caso de pequeños canales), proporcionando una salida adecuada (o fugas). La entrada y la salida de las estructuras debe ser provista con disipadores de energía siempre que sea necesario. Fig. 10.2 paso a nivel AQUEDUCTS AND CANAL INLETS AND OUTLETS En el siguiente ejemplo elaborado destaca los diversos aspectos del diseño hidráulico de una estructura de drenaje transversal. Ejemplo práctico 10.1. Diseño de un sifón acueducto para los siguientes datos: Descarga (m s de 3-1) Bed (m AOD) Canal FSL (m AOD) Cama ancho (m) Canal pendientes laterales Stream HFL (m AOD) Canal Stream 30 200.00 202,00 25.00 1.5:1 V 500 198.00 200.50 El nivel general del terreno es de 200.00 m AOD. Solución V í a fl u v i a l d e d re na j e El perímetro P = 4,75P1/2 (régime ancho, la ecuación (9.9) 106 m. Ofrece 12 embarcaderos de 1,25 m de espesor, tenemos 13 vanos de 7 m cada uno. Por lo tanto vía navegable, siempre= 13 + 12 × 7 × 1,25 = 106 m (satisfactorio). Suponiendo una velocidad máxima a través del sifón de barriles de 2 ms -1, altura de barril= 500/ (13 × 7 × 2)= 2.747 m. Proporcionar los barriles, rectangular de 7 m de ancho y 2,75 m de alto (se muestra en la Fig. 10.5). C ANA L Desde la anchura de drenaje es grande (106 m en el cruce) es económico saetín (hormigón, n= 0.014) del canal. Adoptar un máximo ratio de cañada 0.5. Por lo tanto la anchura flumed del canal (canal)= 0,5 × 25 = 12.5 m. Impartir una angulación de 2:1 en contracción y una angulación de 3:1 en expansión (Hinds, 1928), Longitud de transiciones en contracción = 12,5 m, longitud de transiciones en expansión = 18,75 m. La longitud de la canaleta de estribo a estribo = 106 m. Diseñ o de s e c c i ó n F LU M E D co n t r a n s i c i o n e s Refiriéndose a Fig. 10.3, los siguientes resultados pueden obtenerse a mantener una profundidad constante de flujo de 2.0 m (determinado). Los 42 1 5 CROSS-DRAINAGE AND DROP cálculos son obtenidos a partir de la sección 44 y siga hacia la sección 11, STRUCTURES como se muestran en la tabla que aparece a continuación: 3 La transición con entrada y salida lineal cilíndrico.976 0.20 0.00 200.(BO .00 12.00 56. Vo = V4 = V1).50 25.3 2 1 (V 2 .50 12.00 56. Velocidad (ms-1) Las pérdidas (m) Nivel de superficie de (m AOD) agua Velocity cabeza (m) TEL (AOD) Profundidad de flujo de 202.061 (m) Bed (m AOD) 33 22 11 25.073 202.00 201.536 1. L e c y L son las longitudes de contracción y expansión Sección 44 Ancho (m) Zona de caudal (m2).Fig.959 201.00 25.00 0.00 200.Bf)x] .073 202.976 202.Vf = V3 = V2.012 202. 10. la cañada la pérdida por fricción= V 2 N2L /R4/3 (el sufijo f denota la 3 4 F F F Saetín y o el canal original .015 m 2.017 0.V 2)/2g. D i s e ñ o de transiciones Para una profundidad constante de caudal.00 199.032 2.046 Tenga en cuenta que la contracción pérdida= 0.2(V 2 .049 2.406 0.015 2.015 202.00 199.00 25.959 0. Este método genera la cama ancho de la transición a una distancia x de la sección como Cañada Bx = BoBFL/[LBo . la transición puede ser diseñado de tal manera que la tasa de cambio de velocidad por metro de longitud de transición es constante.20 1.536 (expansión) (fricción (contracción) ) 0.017 0.000 0.V 2)/2g. la pérdida de expansión= 0. La pendiente lateral (m) de la transición (M = 0 para la sección cañada y m Š 2 para canal pendiente lateral) y la cama de altitud podrá variar linealmente a lo largo de la trans. Transiciones con una entrada de forma cilíndrica con una angulación promedio de 2:1 y una salida lineal con una angulación de 3:1 siempre con deflectores de flujo (Fig. Los anchos de cama Bx son fijos por 423 .0 9.5 11.AQUEDUCTS AND CANAL INLETS AND OUTLETS Que modificado después de estudios experimentales (UPIRI. Sobre la base de las investigaciones teóricas y experimentales de Vittal y Chiranjeevi (1983) propone las siguientes ecuaciones para cama de diseño ancho y las pendientes laterales de una ampliación de la transición.5(B ) -B) o 2 F O 2 F Y la longitud de la transición dada por Lc = 2(bo . Ranga Raju.59 22. 1993) se han encontrado para llevar a cabo mejor que largas expansiones curvo.[B-] =0.64 6. Las experiencias de expansión considerable pérdida de energía. En cualquier ubicación (x) del saetín final de la transición y se calcula y la cama anchura Bx calculado por Bx = Bo .2y.ición de longitud.69 11.96 17.B F ) Donde L es la longitud de la transición.75 (contracción) (expansión) Las transiciones son racionales y deformado para evitar cambios bruscos en la anchura. La siguiente tabla muestra las geometrías calculada de la transición proporcionada: Bx (m) X (m) X (m) 12.(Bf/B x) 3/2 3/2 3/2 ]/(Bo . por ejemplo.5 7.3.0 12. y se debe tener cuidado en el diseño de una transición satisfactoria hidráulicamente.31 16. da 3/2 X = LBo [1 .53 20. un cuadrante elíptico es una altern.5 18.adores a un cuadrante cilíndrica de la entrada de las transiciones. El perfil bedline para una transición del cuadrante elíptico tiene la ecuación X Y 1 [ -2(b] +. 1940).Bf).73 14.0 4.5 0 0 15.96 25. A medida que el flujo se está acelerando en una transición de contratantes y la pérdida de energía es mínimo cualquier contracción progresiva con un suave y continuo límite debe ser satisfactoria. 10. y profundidades (x) y en la trans.bolic (convexos y cóncavos) reunión tangencialmente.96 × 10-4x2. la salida.3(V2. y = 8.Bf [ ( 1-x L n )] Donde 1/2 N = 0.35(B0 .1 . Ms L ( ) 1/2 El uso de la constante estado de energía específica en la transición entre el canal y la profundidad en la cañada la cañada.1L B0 .ición de longitud puede ser obtenida.Bf = . Pe r fi l d e s u p e r fi c i e d e AG U A EN T RA N S I C I Ó N La superficie del agua en el proceso de transición puede ser asumido como dos suaves curvas de pará.. El balance energético entre sec. yf.adyacentes Nes dentro de la transición con pérdida de expansión como 0.B f)+ 1. transición y = 2.V2 )/2g da la Yo I+1 Las elevaciones de cama que se proporcionan en las sucesivas secciones.65moso. Refiriéndose a Fig. yo ser el flujo de profundidad en el canal.= 1 . .-.26m O h Y la longitud de la transición.2 proporciona información detallada sobre los cálculos de diseño para la ampliación de una transición basada en el Vittal Chiranjeevi y método. y el mo su pendiente lateral.80 .0. Las pendientes laterales (m) a lo largo de la transición son dadas por M X -. L = 2. las siguientes ecuaciones dan esos perfiles en las transiciones: Transición de entrada. Trabajó ejemplo 10.33 × 10-4x2.4. de manera que la energía específica permanece constante durante toda la transición. 10.x Bx . 10.4 perfil de superficie de agua en transición (entrada) .Fig. Por lo tanto.Una autopista de 6 m de ancho es proporcionada a lo largo del canal dividiendo la cañada en dos compartimentos mediante una partición de 0.1.102 = 1.4 × 9.5 × 10-4. barriles que ejecuta la parte completa.199. B a rr i l e s d e s i f ó n 13 barriles. La entrada de pérdida en el barril= 0.agua de secado en FSL y el nivel en el desagüe es baja.75)= 1.114 m= 11 kNm-2. si es necesario.85 = 2. R = 7 × 2. La longitud de la camisa.198. asumir que la rugosidad efectiva. El radio hidráulico.75/{2(7 + 2. L = 12. son proporcionados.00 m. k = 0.40 = 199. Bligh's creep . El peso total de la canaleta (cuando está vacía) necesita ser verificado contra el total de la fuerza ascendente y anclajes adecuados a piers provistos.75 m de alto. El peso de la losa de techo= 0.6 mm (hormigón). La cabeza la pérdida a través de la camisa.316 m.75)} = 0.00 m AOD.015.60 m AOD.40 = 13. Debido al incremento de las presiones sobre el techo del barril son como sigue.00 = 4.3 m de espesor. Proporcionar las paredes laterales y una losa inferior de unos 0.816 m AOD.987 m. Igualmente. La velocidad a través de la camisa. Toda la cañada de la canaleta (sección) puede ser concebido como una estructura de hormigón monolítico.4 m (fijada por los habituales métodos de diseño estructural).81 = 9. cada uno de 7 m de ancho y 2.00 .60 .60 m.316 = 200. Por lo tanto. El levantamiento en el piso del barril (suponiendo que el barril piso espesor sea de 1 m inicialmente) es como sigue: RL del fondo del barril = 199. el gráfico de Moody's. es decir. hf =(1. La RL de la parte inferior de la cubeta= 200. la presión dentro de la cabeza del cuerpo justo abajo de su entrada= 200. V = 500/(13 × 7 × 2. el comedero de losa de piso tiene que comprobarse cuando se trata de car.00 . A pesar de la infiltración tridimensional del patrón de flujo.500 + 0.85 m AOD.50 + 0.600 .5V2/2g = 0. La situación más crítica se plantea cuando el canal está vacío y el Sifón de barriles están llenos.195.0.816 .00 = 195. Por lo tanto.4 × 2.0.cabeza (edad máxima cuando el canal está en FSL y el drenaje está vacía)= 202.42 kNm-2 (suponiendo que la densidad relativa de hormigón para ser 2.15 m (la peor condición con la mesa de agua como el drenaje bed).998 ms-1.5 + HL/4R)V2/2g.4).anced (uplift presiones).2.75 . la sonda HFL= 200. De ahí que la losa de techo necesita un refuerzo adicional en su parte superior para resistir las fuerzas de presión unbal.30 + 2 × 0.102 m. RL del drenaje cama = 198. Por lo tanto el levantamiento estático en el suelo= 198.00 . el factor de fricción h = 0. La seep. Por lo tanto el número Reynolds= 4VR/v = 8 × 106 y k/4R = 1. dando hf = 0. .4 × 9. compuesta de los siguientes: Longitud de barril = 13.75 = 3.0/28. 1. la Trancha 2 × 0.55 = 3. La longitud lenta hasta el centro del barril= 12. El recorte total longitud= 12.00 . Por lo tanto. Flujo lenta comienza desde el comienzo de la transición de upstream (aguas abajo del este el suelo es impermeable) y entra en el primer barril piso.16. el total de longitud lenta se puede aproximar como Transición de entrada longitud+ K¿ barril span+ K¿ longitud de barril piso impermeable. Rs (régimen decapar la profundidad.5R = 5. y el peso de la palabra= 1.15 × 5 = 5. Pro t e c c ió n d e o b r a s u p s t r e a m y d o w n s t re a m La profundidad de la socavación.5 m. la cabeza de infiltración en el centro del barril= 4(1 .8 = 1.3 = 0.6.60 m Pier proyecciones.50 .0 m. 2 × 0.47(500/1)1/3 = 3. La corte de upstream debajo HFL= 1.6 m.15 + 1.5.45 m. Por lo tanto RL de downstream de pared de corte = 200.00 (digamos) m AOD. El total levantamiento es entonces 2.53 m.5 + 7/2 = 16.5)= 1.53 = 194.75 m aguas arriba y aguas abajo. proporcionan la sonda de suelo (1:3) longitud= 25. La posterior continuación de corte HFL= 1.816 .La longitud se puede aproximar como sigue.00 (digamos) m AOD. Supongamos que la longitud total del piso impermeable del barril es de 25 m. la ecuación (9. .54 kNm-2. Ahí tiene que ser un refuerzo adicional Diseñado para resistir las fuerzas de levantamiento desequilibrado.73 m.60 m de longitud total del suelo = 21.75Rs = 6.55 m Por lo tanto. Por tanto.75 m.60 m Rampa descendente (1:5).21. desde su centro el flujo sigue aguas abajo del desagüe y emerge al final del suelo de hormigón impermeable de la camisa. Por lo tanto RL de upstream de pared de corte= 200.60 = 195.5 + 7/2 + 25/2 = 28.10))= 0.00 × 2.81 = 23.90 m= 38 kNm -2. 5(198.00 .00 .0(198. .00)= 10 m. El diseño detallado (sección longitudinal) del diseño se muestra en la Fig.Delantal posterior longitud = 2.5. delantal upstream longitud = 2. 10.195.00)= 6 m.194. 950 1.44 0. método.997 . El conjunto completo de cálculos se presentan en la siguiente tabla: Número 1 2 3 4 5 La distancia desde el extremo superior de la transición.50 0.000 17. 10.5 m.985 1.001 199. Solución Descarga de diseño= 30 m3 s-1.75 0.998 0.5[1 . ancho de cama de Cañada. ys = 2 m (trabajado ejemplo 10.5)1/2 = 0.5 +(12.999 0. Bx.x/36)0.0.50.(1 . Duración del período de transición.5x/36)[1 . la pendiente lateral del canal.069 15.26(1. Bx = 12. La pendiente lateral en transición.8 .5 sección longitudinal del sifón acueducto.1).00 m AOD. Ancho de cama en transición. Bo = 25 m.000 0 200.Fig.003 199.737 12.965 1. con n = 0.x/36)1/2].5)+ 1.545 12500 z (m) Cama AOD de elevación (m) 200. L = 2. x (m) 36 27 18 9 0 Yx (m) M Bx (m) 2. m s = 1. la profundidad de flujo en el canal.(1 .20 0 25.5 × 2 36 m. Bf = 12.65 × 1.35(25 .482.2 Diseñar una expansión de transición para la cañada-canal diseño de ejemplo elaborado 10.935 1. todas las dimensiones en metros Trabajó Ejemplo 10.1 utilizando el Vittal y Chiranjeevi (1983). cama ancho de canal.482].000 1.002 199.000 0. M = 1. nivel de cama de canal= 200.12. ment. puentes y salsas 10. degradado. Dicha estructura de bajo nivel (a veces denominado 'dip') en ausencia de la alcantarilla es a menudo eco. un muro final con dispositivos de disipación de energía es proporcionada a la salida.nomical si los posibles retrasos de tráfico no garantizan un alto nivel de costosos estructura como un puente. y se debe prever el cruz-desagüe adecuado funciona. y una barrera de escombros se proporcionan normalmente. provocando un flujo de agua que se encuentra sobre el pondage alcantarilla de entrada. Los puentes son estructuras de cruce de alto nivel que puede ser costoso para los grandes ríos.condiciones críticas.10. sin embargo. después de la inundación. si el dique es un bajo nivel.do sistemas de alerta de tráfico/signos tienen que ser incorporados. además. rugosidad. con la parte superior que normalmente no forman parte de la superficie de la carretera como en una estructura de puente. Cul. La alcantarilla actúa como una constricción y crea un efecto de remanso para el enfoque .2 Alcantarillas La alcantarilla consta fundamentalmente de un tubo de barril (parcialmente) de transporte bajo el terraplén relleno. proceda acorazamiento obras de protección contra inundaciones desbordamiento durante el alta tiene que ser proporcionado. logrando así un ahorro considerable. Por lo tanto. Tal una ruta alternativa para el agua evita el desbordamiento de la cubierta puente y. Si la sonda de cabeza es lo . es conveniente permitir el desbordamiento de parte del enfoque embank.2. Si es necesario.verts son normalmente cortos span (<6 m). reduce el decapado de las velocidades que podrían socavar los cimientos de la estructura. es esencial proteger a ellos incluso desde raras inundaciones.2 Alcantarillas. La autopista el cruz-desagüe es proporcionado por las alcantarillas. A la entrada de una pared de la cabeza. puentes y salsas. apropia. Se sumergen estructuras enterrado bajo un terraplén de alto nivel. dependiendo de la longitud. y niveles de agua aguas arriba y aguas abajo de la alcantarilla. Por otro lado. con o sin muros de ala.1 Introducción Se cruzan las autopistas canales de drenaje natural o canales. 10. El flujo dentro de la propia camisa puede tener una superficie libre con subcríticos o super. que se debe sustituir si es necesario. A menudo. con obras de protección en su entrada y salida.2. Una alcantarilla combinada con un chapuzón (disminución de la superficie de la carretera) es una solución atractiva para los pequeños arroyos perennes con ocasionales inundaciones repentinas. manteniendo la superficie de la carretera por encima de todos los niveles de inundación. que puede actuar como un fusible de tapón. La alineación de una autopista a lo largo de crestas (aunque puede ser una tortuosa ruta con menos satisfactoria degradados) puede eliminar los trabajos de drenaje transversal. y su rendimiento hidráulico depende de la combinación de la entrada y Frédéric.6). longitud de barril.ción pérdidas. y los efectos de remanso posterior (Fig. 10. .suficiente grande el flujo dentro de la alcantarilla pueden o no llenar el barril. el establecimiento de relaciones y de descarga de etapa alcantarilla diseño en general.2 <D >crítica 5 <1. El diseño hidráulico de la alcantarilla se basa en las características del flujo de barril.CULVERTS. (1997). la chanson (1999) y Mays (1999) para obtener información adicional sobre los flujos de la alcantarilla. Tabla 10.2 <D <crítica 6 <1.1.2 <D Full 3 >1. y ejemplos trabajados 10. (2006) utilizan un modelo de dos parámetros que describen el sistema hidráulico de la autopista de desempeño operativo de control de entrada de las alcantarillas bajo para ambos unsub.4 Resaltar los cálculos que implican todos los seis tipos de flujo que se enumeran en la Tabla 10. .2 <D Parte Condiciones de entrada libre 4 <1.3 y 10. Charbeneau et al. BRIDGES AND DIPS 42 9 Fig. 10. 1983) Tipo H/D Salir de Tipo de profundid flujo ad y2 Condiciones de entrada sumergida 1 >1.1.2 <D <crítica >crítica Parte plena Parte plena Parte plena La longit ud L Pend iente S0 El control Comentarios Cualq uier Largo Corto Cual quier Cual quier Cual Outlet Outlet Outlet Flujo de tubo Flujo de tubo Orificio Cualq Leve Outlet Subcrítico uier Cualq Mlld Outlet Subcrítico uier Cualq Empi Entrada Supercríticos uier nadas Formación de salto hidráulico en barrica Se remite al lector a Ramsbottom et al.se fusionaron y las condiciones sumergidas.0 >d Full 2 >1.6 El flujo a través de una alcantarilla Los diferentes tipos de flujo que puede existir en el tubo cañón de una alcantarilla se muestran en la Tabla 10.1 Tipos de flujo en el cañón de una alcantarilla (Chow. El rendimiento hidráulico de una alcantarilla puede ser mejorada mediante la adopción de las directrices siguientes. a veces resulta más económico para colocar la alcantarilla per.pendicular a la autopista con ciertos cambios aceptables en la alineación del canal (véase Linsley y Franzini. 1979). el barril debería seguir la alineación de drenaje natural y su gradiente.7. a fin de minimizar las pérdidas de la cabeza y la erosión. (b) Alcantarilla estructuras de entrada Estructuras de entrada diseñado correctamente prevenir la erosión de las orillas y mejorar las características hidráulicas de la alcantarilla.(a) Alineación de la alcantarilla Como regla general. 10. 10.7 Alcantarilla plan opiniones estructuras de entrada. Fig. Sin embargo. Esto puede llevar a una larga sesgar alcantarilla que requerirán más complejos y jefe final de las paredes. . Los diferentes tipos de estructuras de entrada (extremo las paredes y muros de ala) recomendados se muestran en la Fig. donde d es la altura de la camisa.creta barril).CULVERTS. Fig. Purgador de cámaras pueden tener que ser pro. Una estructura con una entrada de caída de desechos necesarios (madera de barrera o con. Para las descargas altas. 10. BRIDGES AND DIPS Una barrera de desechos (basura) rack también debe disponer delante de la entrada de la alcantarilla para evitar la obstrucción de la entrada de barril.9.Cargue el flujo de diseño con una cabeza razonablemente bajo nivel de agua. 10. quema la entrada aumentará su capacidad bajo un jefe inferior para una determinada carga dis-. En el caso de una alcantarilla con una entrada sumergidas. Una entrada abocinada con una pared posterior (para evitar la acción de vórtices) aumenta considerablemente la capacidad de entrada.2d. 10.creta cunas) tiene que ser siempre que la alcantarilla de entrada se encuentra en el nivel de la cama (autopista instalaciones de drenaje) de la red de drenaje. La alcantarilla sill longitud debe ser suficiente para dis.8. requiriendo una abrupta interrupción en la pendiente del canal.rectamente si un salto formularios en el barril de la alcantarilla. Caída de varios arreglos de alcantarillas de entrada se muestran en la Fig. se muestra en la Fig. el área de la entrada está el doble de área de barril en una longitud de 1. Un arreglo de ese tipo para un cuadro de alcantarilla (cuadrados o rectangulares con.8 Verificación alcantarilla con entrada abocinada 43 1 . la entrada puede hacerse quemar así como para aumentar la longitud de la cresta. La llamarada sugerido ángulo para flujos supercríticos debe estar por debajo de 1 en 2. 10.Fig. Para subcrítico fluye puede ser mayor que 1 en 2.reducirá el decapado del terraplén y las orillas del canal. . Para pequeños vertidos rectos o en forma de U de la pared final es suficiente.9 entrada caída de alcantarilla (c) Las estructuras de toma de corriente de la alcantarilla Un dispositivo adecuado ha de ser proporcionado a la salida de una alcantarilla para evitar la erosión aguas abajo de la cama y las laderas del terraplén. disminuyendo linealmente con el número de Froude flujo. (d) Decapar debajo de alcantarilla outlets El flujo a través de una alcantarilla pueden causar erosión indeseable (decapar) en su salida no protegida que puede conducir al debilitamiento de la estructura de la alcantarilla. Para moderan fluye un abocinamiento wing-amurallada conectando la salida mucho más amplio canal corriente abajo. zmax. A fin de proteger el canal cama contra el decapado.4 (10.7 y 0.CULVERTS.7) . nivel ys = 0.3.5[1 .5) Por bajos niveles de agua de cola. Fletcher y la Gracia (1974) recomendó un forro de sección transversal trapezoidal aguas abajo de la alcantarilla salir extender hasta una longitud= 5D con una cama cuesta de 1 a 10. Para altos niveles de agua de cola (>D/2) recomendado piedra tamaño se reduce en 0. 0. seguido por un muro cortina a una longitud= D en una pendiente de 1 en 2.22 < d (mm) < 7.2) (10.5DF . b) hizo un estudio exhaustivo de socavación en voladizo salidas de tubo y sugirió la máxima profundidad del orificio de la socavación máxima. un mínimo tamaño de las piedras se recomienda como DS = 0.6) Para zP/D y Š 1 Max Z -0. 1991). 2/3 Bs = 7. podrán ser utilizados para no fregar y fregar bed protección en cuencas de rock (véase Breusers y Raudkivi.114 ) Og-0. Blaisdell y Anderson (1988a. las pendientes laterales del forro trapezoidal se recomienda 1 en 2. La Ecuación (10. Alternativamente.1) puede ser modificado en el caso de material clasificado como S = 3.25DFr (10.1) Donde Uo = velocidad de flujo en la salida y U*c = velocidad de cizalla crítico escudos (=(rc/p)1/2).15D.18DF r D -D 0. ls = 15DF 2/3 R (10. el diseño de las curvas de Simons y Stevens (1972). FR = U0/(gD)1/2.3) Donde D = altura de alcantarilla.E D (10. 1991): Decapar profundidad por debajo de la cama.35(Frd-2) ] --= -10.4) Donde og =(d84/d16)1/2.27 < FR < 2.6(Frd-2) ] --= -7. R Decapar el ancho. Decapar la longitud.5[1 .E D (10.65D(UO/U*c)1/3 (10. BRIDGES AND DIPS 433 Varios investigadores realizaron ensayos con modelo de decapar posterior de alcantarilla estructuras y los resultados combinados sugieren la siguiente guía de diseño: líneas (véase Breusers y Raudkivi. a continuación tailwater (nivel cero) como elevación Max Z -0. estos niveles pueden ser establecidos por el remanso de computación (para más información véase Hamill.3 Puentes La presencia de un puente que cruza un arroyo crea la constricción de flujo a través de sus aberturas debido a (a) la reducción de la anchura de la corriente debido a los muelles y sus asociados final contracciones y (b) la fluming del arroyo (en el caso de arroyos con amplias llanuras de inundación) para reducir los costos de la estructura. Como la mayoría de los puentes están diseñados para condiciones de flujo subcrítico para minimizar decapar y problemas de asfixia. Aguas abajo del puente. etc. nuevos debates aquí se limitan principalmente al flujo subcrítico.782). 0 . el problema puede ser remanso relativamente menos importante. los niveles de agua sólo están influenciados por la sección de control más cercano por debajo del puente. cuenca stilling. 1999). Refiriéndose a Fig.10. A fin de establecer niveles permisibles fase ascendente. 10. siendo V la velocidad de inmersión de jet en el tailwater (Frd > 2.Para zP/D > 1 donde D = diámetro del tubo. pendiente de salida.) pueden ser proporcionados si la alcantarilla velocidades de descarga son muy altas (capítulo 5). La afflux correspondiente (aumento de nivel de agua aguas arriba) depende del tipo de flujo (subcríticos o supercríticos). 10. -2 < Zp(m)< 8.2. aljibe. El establecimiento de niveles de afflux es extremadamente importante para el diseño de las actividades preliminares de los diques y otras obras de protección y también para la loca. Aparte de (local) la socavación alrededor de los pilares y estribos de puente y la posible erosión de cama. el cambio en . Es igualmente importante determinar la longitud libre mínima de span (consideraciones económicas) que no produzcan niveles afflux indeseables. las investigaciones detalladas de las propiedades a lo largo de la secuencia tiene que ser investigado. (a) Los niveles de remanso Las con tracciones cortas En el flujo a través de una relativamente corta sección contratada (estrecho puente sin enfoque fluming) con apenas un par de muelles. Por lo tanto. Zp = Altura de salida del tubo y F nivel supra tailwater rd = V/(gd50)1/2. piscina de inmersión. Los dispositivos de disipación de energía habitual (delantal inclinados.ción de seguros cubierta puente niveles (para evitar la inundación de la cubierta y las consiguientes daños estructurales). existe un considerable efecto de remanso del puente.0. 6 0.V 2/2g 2 0 1 1 (10. h.0 0.2 Coeficiente de pérdida de (10.92 .8 0.Fig.36 1. Carter y Tracy.mente corta longitud (flujo subcrítico) El nivel del agua.10 El perfil de flujo a través del puente contratado con un canal de rela. 10.00 1.8) Donde KB es el coeficiente de pérdida de puente (tabla 10.4 0. Cuadro 10. 1953) como h = KBV 2/2g + S L/S .67 1. expresada como una función de la relación de transporte.9) KB 1.2).88 1.2 Oh 1. puede ser obtenida por la ecuación energética entre las secciones 1 y 2 (Kindsvater. O = kb/kB. y S0 es el normal del vapor bedslope despejada.3. debido a la no disponibilidad de información confiable arrastre coeffi.13) .10) Donde A ={CD(B/B)+ 2}Fr3 2 . utilizando el área total bajo el puente con la misma profundidad normal anterior. y es la afflux enteramente creado por la presencia de muelles y contracción del canal. y un1 es el coeficiente de corrección de energía del enfoque sección.12) Donde A = 1 .oh) se convierte en B/B. a = 1 .10.10) es limitada. y el muelle forma. 10. el uso de la ecuación (10.cientes valores. y la inmersión de la superstruc.0. (10. L se supone que es igual a la longitud del puente (tope a tope). el remanso de agua efecto es considerable.tura (es decir. 10. C o nt ra c ci o n e s l a rg a s En el caso de que el puente tiene un gran número de muelles y/o enfoque largo terraplenes contraer el ancho. su sesgo y excentricidad.0 = 1 . B es la anchura libre de la secuencia (de ancho normal.2 (10.10). V2 es la velocidad justo abajo de los muelles. Yarnell's (1934) los datos experimentales sobre el flujo a través del puente piers resultó en la siguiente ecuación empírica: Y /y3 = KFr2(K + 5P. El puente es también un coeficiente de pérdida de función de la geometría del puente. Refiriéndose al perfil de caudal se muestra en la Fig. a través de esa larga sección de contratación. sin embargo.10) debería dar buenos resultados si el coeficiente de arrastre CD puede estimarse con precisión.Kb es el medio de transporte de la sección contratada bruto con la misma profundidad normal y aspereza características como el enfoque ascendente de la sección cuyo envío es kB.11) Fr3 es el número de Froude (=V3/(gy3)1/2) en la sección 3. Secciones unflumed rectangular para el transporte ratio (relación de contracción. B) bajo el puente (Fig.B/B Y K es una función del muelle forma según tabla 10. La Ecuación (10. El coeficiente de arrastre del muelle se ha encontrado para ser una función del gradiente de velocidad de flujo. la cubierta).2 . Ecuaciones de impulso y continuidad entre las secciones 1 y 3 (suponiendo que la distribución de la presión hidrostática con una cama insignificante pendiente y resistencia de fricción) resultan en Y /y3 ={ +[2 + 12CD(B/B)Fr32]} 1/2/6 (10. el enfoque b/B.6)(a + 15a4) 3 3 (10. ducido unos 250% más afflux valores. los valores límite de s (suponiendo que la velocidad uniforme en la sección 2) para flujo crítico en la sección 2 se puede escribir como O =(2 + 1/o)3Fr4/(1 + 2Fr2)3. 3 3 (10.15) la sonda de profundidad.18 para extremos redondeados. 10. es decir.05 90° narizde triangular y la cola 1.9 0.35 para la plaza de filo piers y 0. Si el flujo se ensucia por una contracción excesiva de la afflux aumenta sustancialmente (Fig. 1. Para cálculos de remanso de puentes arqueados Martín-Vide y Prió (2005) recomiendan una cabeza pérdida coeficiente K para la suma de contracción y .11.12) sólo es válida si o es grande.11). la contracción no puede establecer condiciones de flujo crítico entre los muelles y obstruyen el flujo. A partir de la ecuación (10. por un muelle largo:la proporción de ancho de 4).95 } forma del Comentarios igual a 4. y encontró que un 10° sesgar bridge no dio cambios apreciables. Refiriéndose a Fig. mientras que un 20° sesgar pro. Puentes sesgada producen mayores affluxes Yarnell. Cada uno de radio a dos veces Muelles doble cilindro sin diafragma 1.05 Nose y tail cuadrado el Nariz con de lente está formado A partir deforma dos curvas circulares. la conservadora Todos los valores aplicables muelles Con relación a la longitud depara la manga } Las estimaciones de y han sido encontrados en grandes proporciones.14) En el caso de flujo ahogaron la pérdida de energía entre las secciones 1 y 2 fue dada por Yarnell como E1 .3 valores de K como una función de la muelle Pier forma K Muelles de doble cilindro con conexión Nose tail semicircular Lentesy con forma de nariz y cola 0. y1.15) Donde CL es una función de la forma del muelle (igual a 0.Tabla 10. puede calcularse a partir de la cual la afflux y se obtiene como y1 .E2 = CLV 12/2g (10.9 Diafragma 0.25 Pier ancho y cada cara a un muelle tangencial La Ecuación (10.y3. 10. 10.Fig.11 El perfil de flujo con la ahogaron las condiciones de flujo . 17) Donde K es una función del grado de contracción del canal y de la forma y la orientación del obstáculo (tabla 10. dependiendo de la relación de transporte (Fig. Nagler (1918) propuso una fórmula para descarga subcrítico y cercacorrientes críticas como sigue: Q = KNb(21/2( g )y3 .16) (10. 0 es un factor de corrección destinada a reducir la profundidad y3 a y2 y þ es la corrección de la velocidad de enfoque.65. D'Aubuisson (1940) sugiere la fórmula 2 1/2 Q = KAB2y3(2gh3 + V ) 1 3.4).12(a). KN es un coeficiente en función del grado de contracción del canal y de las características de la obstrucción (tabla 10.0V 2/2g)(h + þv 2/2g)1/2 3 2.345. D'Aubuisson no hizo ninguna distinción entre s3 y s2. y.17) es reconocida como una fórmula aproximada. Chow (1983) presenta un análisis global de la relación entre el flujo de descarga contratados a través de las aberturas y su forma y otras características.3 m . la ecuación (10. 10.12 Cálculos de descarga a través de obstrucciones (definición de esquema).Pérdidas de expansión como K = 2.12(b)). (10. 10.16) que se muestra en la Fig. 3 1 La notación utilizada en la ecuación (10. .324 < m < 0. junto con una serie de gráficos de diseño producidos por Kindsvater. (b) Cálculos de descarga en puentes 1.0. Fig. aunque en muchos casos hay una pequeña diferencia entre ellos.4). donde m es el coeficiente de la obturación del canal y áreas para 0. 10. Carter y Tracy (1953). Si la anchura contratada (es decir. bajo el puente está dada por DN = Rs(W/L)0.94 0.86 1.56. DN.96 0.22 (c) Decapar la profundidad debajo del puente.91 0. estos asumen la relación S/b'= $(y0/b'. (10. y don es el número de Froude flujo. la profundidad de la socavación normal.9). En general.97 1.9 KN 0. debajo de general bed ) alrededor de puentes.87 1.26 1.94 1.11 1.4 y KUN N valores de K Transporte ratio. La máxima profundidad de socavación en un solo puente-span (sin muelles) con un enfoque recto (caso 1) es de aproximadamente un 25% más que el normal decapar dada por la ecuación (10. o Tipo de muelle.61 (10.31 0.7 KU KN N 0.91 0.02 0. (10.00 0.95 1. Fr.8 KU KN N Nariz cuadrada y colas Y nariz semicircular Tails Nariz triangular de 90° Y COLAS Muelles de doble cilindro Con o sin Los diafragmas Nariz con forma de lente y Tails 0. Si la constricción es predominante.18).Tabla 10. mientras que en el caso de una estructura multispan con un enfoque curvo reach (caso 2) es un 100% más que el normal decapar.19) (d) La socavación alrededor de puentes Varias fórmulas basadas en resultados experimentales han sido propuestos para predecir el 'máximo' o 'equilibrio' decapar profundidad (s.02 0. W (la ecuación (9.6 KU KN N 0. d es el tamaño de los sedimentos.20 1.95 0.97 0. L) es inferior al régimen ancho. la longitud del puente.92 1. y0 es la profundidad de flujo ascendente.88 0.89 0.10). o el valor determinado por Dmax = Rs(W/L)1.14 0.03.92 0. 1. 0.87 1.89 0.95 1. d/b').20) Donde b es el ancho del muelle.94 0. .18) Donde Rs es el régimen decapar la profundidad (la ecuación (9.5 KU N KN KU N 0. la socavación máxima es la máxima profundidad del caso 1 o caso 2.13 0.00 0.99 0. En el caso de camas (un stream en vivo con transporte bedload) la fórmula S/s0 =(B/B')5/7 .6 para fines de diseño. etc. es objeto de una investigación continua centrándose especialmente en gran . si es de material muy fino (que puede ir en suspensión). 1949) que sugieren la fórmula (enfoque el caudal es normal para los malecones del puente) S/b'= 4.Laursen (1962) resultados experimentales subestimar la socavación de profundidades.21) La India también datos de campo sugieren que la socavación de la profundidad debería ser tomado como dos veces el régimen decapar la profundidad.52.78Fr0. la mejor estimación será alcanzado con los coeficientes adecuados para el flujo profundidad.3kab' (10. (10. sin embargo.2(y0/b')0.23) Donde K = coeficiente de angularidad que es una función de la alineación del muelle. La cama en vivo. desencadenando su desintegración. pilotes y pilares.24) Donde y1 e y2 son las profundidades de flujo uniforme a través de una cama plana de grano rugoso. El campo entero de socavación en puentes.ness correspondiente a la sonda de superficied las partículas (1) y el bajo. el ángulo de ataque del enfoque de flujo. está dado por H = μ(y2 . (véase Breusers y Raudkivi (1991) para más información). alineación. dejando una intensificación decapar justo por delante del muelle. El total de decapar la profundidad puede conducir a una subestimación de la capa inferior.22) Predice el máximo equilibrio decapar la profundidad. contribuye a una profundidad de socavación local reducido sensiblemente. Si la cama está claramente en capas de sedimento y la capa de recubrimiento (normalmente material grueso) es de un grosor inferior a la profundidad de la socavación local fregando fenómeno global es bastante diferente (véase Ettema. H. seguido de un nuevo muelle local decapar en su parte inferior.1 (10. en comparación con muchos experimentos de indio (Inglis. En un flujo relativamente profunda una estimación de primer orden (borrar) socavación local (alrededor del muelle) puede obtenerse por S = 2. 1980). Es decir. La escalonada decapar la profundidad en la capa de recubrimiento. el coeficiente de rizado no-formando sedimentos μ = 2.Tumbada superficied partículas finas (2) respectivamente. Una vez más.y1) (10. La desintegración de la capa de recubrimiento puede a veces tener lugar únicamente en el sentido descendente. El caudal penetra en la capa de recubrimiento. . Para continuar con este tema está más allá del alcance de este libro.escala experiencia.ej.ciones y el desarrollo de decapar con el tiempo. se remite al lector a p. 5b' anterior del muelle. (2006) y Unger y Hager (2006).06 . y Chiu Melville. Oliveto y Hager (2002).27) La Escollera debe colocarse sobre una adecuada o un filtro invertido geotextiles (Fig. tanto para minimizar la decapar y para prevenir el debilitamiento de los cimientos. Coleman. La anchura total recomendada es de 6b' y longitud 7b' de los cuales 2.11). (10.nal la sección de un huevo con su extremo más amplia orientada al flujo es recomendado para un muelle cilíndrico. Para camas horizontales (US Army Coastal Engineering Research Center (1984).26) Siendo d la armadura piedra tamaño en metros (con ps = 2600 kg-3). La práctica normal para la protección de la fundación es proporcionar protección gruesas capas de piedra u hormigón delantales alrededor de los muelles. Una escollera de protección (Bonasoundas. y Shen (1977). De ahí las medidas de protección. Melville (1999) y Coleman (2000). Para un tratamiento exhaustivo del puente hidráulico (incluyendo aspectos hidráulicos de la construcción del puente y mantenimiento) se refieren a Neill (2004). El espesor de la escollera es 1/3b' con un máximo tamaño de las piedras. Sheppard. d. (e) Decapar obras de protección alrededor de puentes Aunque la presencia de decapar tiende a reducir los niveles de remanso aguas arriba del puente. Para una discusión más amplia de obras se refieren a la protección de la socavación Zarrati et al. El promedio de velocidad de flujo crítico uc (m s-1) con una profundidad de flujo y0 (m) está dado por Uc 6d1/3y01/6 (10.92d1/2. Clark y Novak (1983). Richardson y Richardson (1994). Capítulo 14) la relación empírica simplificado es Uc 4.04U 2 (10.443 CROSS-DRAINAGE AND DROP STRUCTURES Breusers Nicollet. tienen que tomarse.033U + 0. Lauchlan y Melville (2003). Odeh y Glasser (2004) y Dey y Barbhuiya (2005).25) Con U en metros por segundo y d en metros. . 1973) en la forma de un longitudi. Piers con diafragmas (base) y múltiples anillos horizontales tipo cilindro embarcaderos han sido encontrados para minimizar el decapar considerablemente. el daño a los cimientos de la estructura pueden ser mucho mayores que los posibles beneficios. 9. dado por D = 0.0. 4 Dips El dip es una estructura superficial sin excesivo enfoque degradados. Además. Betún-bound macadam puede soportar velocidades de hasta 6 ms -1.5 . y a la protección del borde posterior funciona como una pared de cesación de la escollera.2.5 2.29) Donde c es el coeficiente de peldaño (m s 1/2-1). Las velocidades promedio permisible para un rango de materiales protectores son sugeridas en la Tabla 10. b es la longitud de la sección de flujo y H es la altura total anterior de los bajos.29) (véanse los cuadros 10. 1984). a fin de evitar la socavación.10. en la medida de lo posible. el perfil de la DIP debería. La sonda de borde de carretera no debe ser discontinuas con el lecho de un arroyo.6 y 10.factor rection. La superficie de la carretera tiene que soportar las velocidades de flujo esperado y escombros. debe ser protegida contra la socavación de la estabilidad de taludes y el banco. Para condiciones de flujo no modular un cor. En las regiones áridas.0 1.7). podrán ser incorporados en la ecuación (9.5 2. mientras que hasta 7 ms-1 puede autorizarse sobre superficies de carretera asfaltada.0 1. Bajo nivel de terraplenes. arroyos con poco frecuentes inundaciones repentinas y las profundidades someras (<0. Tabla 10. hormigón o pavimento debe ser proporcionada. El coeficiente C es una función de H/L (h es la cabeza de un alféizar de ancho L) para condiciones de flujo libre. como una función de hd/s/H.3 m) se pueden fluir a través de la zona de cruce. f.5 velocidades permisibles para resistir la erosión Tipo de protección Hierba turfing: Hierba Bermuda Hierba de Búfalo Adoquines: =100 mm =40 mm La grava gruesa y cantos rodados (=25 Grava (=10 mm) Velocidad (ms -1) =2.5 y Fiddes (Watkins.5 3. se ajusten al perfil de la secuencia para minimizar perturbaciones locales en el flujo. donde está permitido desbordamiento ocasional. La descarga de desbordamiento en un terraplén pueden predecirse mediante la fórmula azud del tipo Q = CbH3/2 (9. la profundidad en la entrada es crítica.142 ms-1. 10. f (flujos) no modular Tipo de superficie Gama de hd/s/H F Superficie pavimentada Š0.6 m.70 Superficie de grava Factor de corrección de la Tabla 10.99 Š0.25 0.004 24.6 y suponiendo que una pendiente empinada entrada ofrece control de entrada.93 0.2 m.15 0. la altura= 0.30 1.2y0/(1.68 0.3 Establecer la etapa naciente (nivel) de la relación de descarga para un cuadro rectangular de hormigón alcantarilla. condiciones de ingreso con bordes cuadrados.69 1.20 0.0 0. Esto da a la vertiente crítica (Vn)2/R4/3 = 0. chorro libre flujo de salida.8 0.95 0. rango de jefe de investigación de nivel de agua= 0-3 m.20 >0. ignorando la pérdida de entrada yc =(2/3)x 0.2. es decir.9 0.63 1.2y0[1.7. libre flujo prevalecen condiciones de canal abierto. H/D Š 1.013 = 2.9 0. Refiriéndose a Fig.2 = 0.70 1. para H = 0.15 0.CULVERTS. BRIDGES AND DIPS 443 Tabla 10.69 1. longitud= 30 m.2 + 2y0)]2/3 (0.95 0. pendiente= 1 en 1000.2 + 2y0)]2/3.75 0.8 0.88 0.25 0.50 Superficie de grava Trabajó Ejemplo 10. Manning n = 0. el descuido.92y0[1.013. Por lo tanto la pendiente de la alcantarilla es leve y por lo tanto el análisis de flujo subcrítico arroja los siguientes resultados: Q = 1.5 1. utilizando los siguientes datos: anchura= 1.6 Rango de valores de C para la libre circulación sobre el terraplén Tipo de superficie Gama de H/L Intervalo de C Superficie pavimentada 0.98 0.8 0.2 m.66 1.6 m.98 1. la velocidad de enfoque. (i) .0 0.001)1/2/0.2y0/(1.68 1. Para H < 0.133 m y vc = 1. Solución 1. 72 (b) Y0 (m) (Ecuación (i) >0.2. (iii) Con Cd = 0.57)1/2. (iv) .785 0.2D =) 2.6)[2g(H . H = y + 0 V 2/2g + Kev 2/2g. (m) 0. con bordes cuadrados Y0 0.08(H .2 0.6 (=D) 0.352 En la entrada durante un corto alcance.227 0. (ii) La pérdida de ingreso. 0. el coeficiente Ke.165 0.72 0.817 (por interpolación) H/D Š 1.2 × 0.Y0 (m) P (m3 s-1)(ecuación (i) YC (m) 0. Para una entrada abocinada.785 0.451 0.4 0. (a) Para caudal de orificio Q = Cd(1. redondeado 0.62 se obtienen los siguientes resultados: Q (m s de 3-1) 1.691 0. Para una entrada.467 0.0. Por lo tanto Q = 2.243 0.4 0.D/2) 1/2. es como sigue: para una entrada.5.236 0.25.451 0. H (m) (Ecuación (ii) Q (m s de 3-1) 0. la ecuación energética da H + S0L = D + HL Donde H = K LEV2/2g +(Vn)2L/R4/3 + V2/2g.05.2 0.6 no existe flujo de orificio Para tubo caudal.165 0.6 Orificio (1.29 H(m) 0. 72 0.242 Durante las fases crecientes flujos de barril lleno de H = 0. La siguiente tabla muestra un resumen de los resultados: H (m) Aumento de las 0.451 0.75yc.691 0. (v) .6 (Ecuación (i) P (m3 s-1) (Ecuación (iv)).467 0. La ecuación energética en la entrada da H = 1.785 0.451 0.723 0.165 0.691 0.3 Si el bedslope es de 1 en 100.00 Y0 = 0. los cálculos preliminares indican ahora que la pendiente es empinada y de ahí a la entrada está el control de profundidad.691 m.00 0.487 3.487 3.805 1.72 1.467 0.00 La caída de las etapas 2.723 0.785 0.4 Examinar la relación de nivel y descarga de la alcantarilla en trabajado ejemplo 10. con la crítica a la entrada.805 0.364 2.720 1. 1.691 0.00 2.487 1.H (m) 0.242 Canal abierto Canal abierto Canal abierto Flujo de tubo Flujo de tubo Flujo de tubo Flujo de tubo 2.00 1.165 Flujo de tubo Flujo de tubo Flujo de tubo Flujo de tubo Canal abierto Canal abierto Canal abierto Trabajó Ejemplo 10.00 2. Para el canal abierto.691 0.364 2.5V 2/2g + y = 1. 0.805 1.00 3. Solución Aumento de las etapas son las siguientes.236 Q (m s de 3-1) Tipo de flujo 0.00 3.236 etapas 0.364 0.72 m y durante la caída de las etapas el flujo pasa a ser de libre flujo superficial cuando H = 0. 29 1. Para tubo de flujo (Ecuación (iv) cambios): Q = 2.3)1/2 para S0 = 1/10 0.72 0.54 *P = 9.35 0.44 0.336 0.00 La caída de las etapas 3.95 Orificio Orificio El orificio? Orificio Y0 (m) (Ecuación (i) con S0 = 1/100)* 0.23y0[1.08(H .990 2.00 1.66 2.024.YC (m) H (m) Tipo Q (m s de 3-1) 0.42 2.99 0.4 0.67 2. tubos corrugados en múltiplos de 250 mm de diámetro. El nivel de agua de la cabeza máxima permitida es de 4 m por encima del invertir con el fluir de barril lleno.00 1.00 0.2D) Libre Libre Sumergido Sólo libre 0. . pendiente= 1.70 1.2 + 2y0)]2/3 3.29 0. Para el orificio (Ecuación (iii)).2 0.58 2.71 2. tubo disponibles barril.42 Flujo de tubo Flujo de tubo Flujo de tubo Flujo Tubería Orificio Orificio Orificio Sólo libre Libre Libre 3.00 3. H (m) Tipo 0.60 Trabajó Ejemplo 10.95 2.37 1.6 0.36 0.2y0/(1.67 2. Manning n = 0.72 (=1.35 Flujo de tubo Flujo de tubo Flujo de tubo Q (m s de 31 ) 2.95 1.9.50 (>1.66 1.72 1.74 1.336 Tipo Y0 (m) (Ecuación (i) 0.00 2.71 3.61 (>D) 0.951 0. H (m) 1.60 Q (m s de 3-1) 1.411 0.50 2.0. La camisa sobresalga del terraplén con paredes sin fin.5 La inundación de diseño con 20 años de período de retorno es de 15 m 3 s-1.00 2. Diseño de la alcantarilla de tipo estructura de drenaje transversal con un elevado terraplén con los siguientes datos: alcantarilla longitud= 30 m.72 0.74 1.2D) 0.5%. con un coeficiente de pérdida de entrada de 0.70 0.951 0. Tenga en cuenta que una mejor entrada reduciría considerablemente la pérdida de cabeza y permitir un barril pequeño-diámetro para descargar el flujo de inundación. Determinar la afflux aguas arriba del puente. Por lo tanto el número de Froude. Condiciones del flujo dentro de los muelles son como sigue: el valor límite de o = 0.74 3. mientras que el valor de o proporcionado= B/B = 13/15.55 (la ecuación (10. . Solución La velocidad en la sección posterior.70/2.25 3.5 m de espesor.25 = 1. la cual es mayor que el diámetro proporcionado.0 m.12) con K = 0.50 m.500 2.5 = 1.cargue= 500 m3 s-1. la profundidad de flujo aguas abajo del puente= 2. Fr3 = 0.25 m H Š 4. y su longitud:amplitud ratio es 4. subcríticos existen condiciones de flujo entre los muelles. Desde el valor de o prorectamente es más que la limitación o valor.000 2. Los muelles son 2. Por ejemplo.Solución Para el llenado del tubo caudal.015 = D + 0. Utilizando la ecuación de Manning con el máximo desempeño.o = 0. y = 5. Trabajó Ejemplo 10.6 Un puente de carretera de siete longitudes span igual cruza un río de 106 m de ancho.839. produciría una cabeza de 3. Mediante la ecuación (10.32 m.00 m de diámetro.9 (tabla 10.0 m) con un barril de 2.161.93 m (<4. Por lo tanto. 500/106 V 3 = × 2.70. De ahí que los flujos de barril lleno (bajo presión). la afflux.9V2/2g +(Vn)2L/R4/3 + V2/2g. (vi) La Ecuación (VI) arroja los siguientes resultados: D (m) H (m) 1500 2. Comprobación de las condiciones de flujo: H/D = 3.14).25).3) y a = 1 . proporcionan un barril de diámetro 2.65 > 1. un quemador de filos (pérdida de coeficiente de entrada= 0. De ahí que la admisión está sumergida. Los datos de los escurrimientos son dadas como sigue: dis.887 ms1 .41 × 10-2 m.61 4. el diámetro requerido para el flujo a ser justo es gratis 2.5 = 0. cada uno con la nariz semicircular y colas.2. la ecuación energética da H + 30 x 0.250 12.381. Las gotas se suministran normalmente con una cresta baja pared y se subdividen en los siguientes tipos: (i) la caída vertical. estructuras y sistemas hidráulicos. la caída estructura también puede combinarse con un regulador o un puente. etc.3. La pendiente de un canal es generalmente más leve que la pendiente del terreno como consecuencia de que el canal en un corte en sus cabeceras pronto superan a la superficie de la tierra. industrias comunitarias. (ii) la caída inclinada y (iii) el hilo de caída. Un pequeño número de grandes caídas pueden resultar en unbal. 10.10. por otro lado.anced escalonado pero. por ejemplo. especialmente si las estructuras que se utilizan en el diseño de alcantarillado están incluidos. la operación de equipos agrícolas. un com. Sin embargo. La clasificación mencionada cubre sólo una parte del amplio espectro de gotas. usando la bombilla o turbinas de tipo hélice. 10. los dos alcanza está conectada por una adecuada estructura de caída (Fig. Un gran número de pequeñas y medianas caídas son deseables. la relativa economía de pro. Siempre que sea posible. A fin de evitar un exceso de llenura la cama nivel del canal descendente se baja. con capturas situado antes de la caída la estructura. Kleinschroth Merlein y Valentin (2002). algunos ahorros en el costo global de la caída de estructuras pueden ser alcanzados. Canal cae también pueden ser utilizados para el desarrollo de la energía hidroeléctrica.1 Introducción Una caída (o caída) estructura es una estructura reguladora que baja el nivel del agua a lo largo de su curso. Fig. La ubicación de una extracción en el canal también influye en la caída sitio. Esta red de micro-instalaciones es extremadamente útil para el bombeo de agua subterránea.viding un gran número de pequeñas caídas frente a un pequeño número de grandes caídas debe ser considerado.3 Estructuras de caída 10. La caída está situado de modo que los empastes y esquejes del canal se equiparan tanto como sea posible. Hager (1999) incluye el tratamiento de estructuras de caída en su amplia cobertura de aguas servidas.13).prehensive encuesta de diversos tipos de gotas se ha facilitado.13 Ubicación de canal cae . especialmente donde las redes de energía existentes están alejadas de las fincas. 10.5 < h/y1 < 4). R . (10. Dr = p2/gd3 (10.22 Sequent profundidades y1/d = 0.27 L +j/d. se muestra en la Fig. Forster y Skrinde (1950) desarrolló diseñar gráficos para la prestación de tales un abrupto aumento.425 Y2/d = 1.14 caída común estructura (después de Bos.3D0.29) (10.32) Aquí d es la altura de la caída de la cresta por encima de la cuenca baja y lj la longitud del salto. en la que el aireado en caída libre nappe (flujo modular) golpea el suelo de la cuenca del río abajo.30) (10.31) (10.2 Estructuras de caída vertical (a) Común (straight) gota La estructura caída común.66D . YP/d = D0.jo turbulento en la piscina bajo la nappe contribuye a la disipación de energía. h (alrededor de 0. LBR/d = 4.14.3. Las siguientes ecuaciones corregir la geometría de la estructura de un formulario adecuado para pendientes empinadas: Número de caída. 1976) . La profundidad de la piscina bajo nappe. también proporciona una buena disipación de energía bajo las cabezas bajas y es adecuado si el Fig. La USBR por sus siglas en inglés (y Kraatz Mahajan. Un pequeño paso hacia arriba.27 R . 10. y con circuitos.54D0. al final de la cuenca piso es deseable a fin de localizar la formación salto hidráulico.28) Donde q es la descarga por metro de ancho. Longitud de la cuenca. R DE0. 1975) impacto tipo bloque cuenca.449 CROSS-DRAINAGE AND DROP STRUCTURES 10. (10. Los valores de Ld puede obtenerse a partir de la Fig. (10. y2 + 0.15yc.Fig. Las siguientes son las dimensiones sugeridas de tal estructura (Fig.16 Valores de L d/d (después de Bos. (10.36) Ancho y espaciado de bloque de impacto. Fig.38) La altura mínima de la pared lateral.85yc.4yc. Ld + 0.15): Longitud de la cuenca LB L =d + 2.55yc. 10. y2.8yc.34) (10. (10. 0.4yc.8yc. Ubicación del bloque de impacto.37) Altura del umbral final. 0.39) aquí yc es la profundidad crítica. y2 Š 2. (10. 10. 0.33) (10. 1976) Nivel tailwater (TWL) es mayor que el sequent profundidad.35) Impacto alto del bloque. 1976) .16. 10.15 Impacto cuenca tipo bloque (después de Bos. Profundidad mínima de TW. 10. 10. Un fluming flumed caída con un coeficiente igual a 2F1. un suelo impermeable y una cisterna. un aumento en la longitud por una cantidad igual a la profundidad de flujo toma en cuenta cualquier incremento futuro de dis. El diseño de CREST se lleva a cabo como sigue.3).carga. tanto antes (contrato. ala anterior y posterior de las paredes.ing) y posteriores (expansión) las transiciones tienen que ser proporcionadas (Fig.17). las dimensiones en metros . sin embargo. Un canal no es usualmente flumed más allá de un 50%. no crea la asfixia delante de la caída. La cresta se mantiene normalmente de longitud igual a la anchura de la cama del canal. 10. donde F1 es el enfoque de flujo número de Froude. y downstream banco y obras de protección de cama (Fig. 10.17 Sarda otoño diseño (ejemplo elaborado 10. Cuando el canal está flumed. Si el nivel reducido (RL) del nivel de alimentación completa (FSL) es s. Fluming puede proporcionarse para reducir el costo de construcción de la caída.451 CROSS-DRAINAGE AND DROP STRUCTURES (b) Sarda-tipo fall (India) Se trata de una cresta levantada-caída con un impacto vertical. la RL de la energía total de la línea (TEL) E = Y + UV 2/2g (10.7).40) n Fig. que consta de una pared de cresta. La cresta nivel debe ser fijado de modo que no crea cambios en los niveles del agua ascendente (remanso o efectos de retiro). H. Si e l es la longitud efectiva de la cresta. B = 0. (10. 1.18).Donde V es la velocidad de enfoque. Por una cresta rectangular. 2. las pendientes ascendentes y descendentes de alrededor de 1 .cargas de hasta 10 m 3 s-1 y el uno para grandes vertidos trapezoidal (véase Punmia y Lal. Ancho superior.42) B1 =(H + d)/Ss. (10.55D1/2 (m) Ancho de base.117LH3/2(H/B)1/6. (10. Los siguientes son los criterios de diseño establecidos por extensos estudios modelo en el Instituto de Investigaciones de riego en la India. el RL de la cresta es E . (10. Dos tipos de Crest son utilizados (Fig.45) para el ancho de base. La secreción es dada por la fórmula siguiente: Q = 2. la cabeza causando flujo weir está dada por la fórmula: H =(Q/CDE L)2/3 (10. B1.55(H + d)1/2 (m).43) donde s es la densidad relativa de la cresta (material de albañilería. S = 2). la forma rectangular para dis. 1977).44) Por una cresta trapezoidal. Por lo tanto. Ancho superior. B = 0.41) Donde q es la descarga y Cd es el coeficiente de descarga de la cresta. 10. Fig. 10.18 Sarda otoño crestas . Japón (Kraatz y Mahajan. Diseño de la cisterna es como sigue: Longitud. Los siguientes son los criterios de diseño recomendado: 1. 1 Profundidad.2 y 1.0 m3 s-1 m-1.5Ld.(dr EH)2/3.19). La profundidad de la cisterna. 10.. 10. (10.49) (c) YMGT-tipo drop (Japón) Este tipo de caída es generalmente usado en secciones flumed apropiado para pequeños canales. 2. con las descargas de hasta 1 m3 s-1 (Fig.48) Longitud mínima de piso impermeable aguas abajo de la cresta. L = 2 bd(D1 + 1. Altura del umbral. (10. 4 4.99LH3/2(H/B)1/6.50) Longitud de la cisterna. Lc = 5(EHdr)1/2. La secreción es dada por la fórmula siguiente: Q = 1.47) (10.. (10.2)+ Hdr. Lc = 2. P varía de 0.46) (10. 3.DROP STRUCTURES 453 En 3 y 1 en 8 generalmente se recomiendan. etc. dc = 1/2(ECHdr)1/2. Canales de campo.14 m con la descarga de la unidad q Entre 0. dc = . 3.06 m a 0.51) Fig. (10.19 YMGT-tipo drop. 1975) . 52) Ld2 =(D2 + dc) cot . Fig. (d) Weir rectangular gota con planteadas crest (Francia) SOGREAH (Kraatz y Mahajan.0. Para el diseño de cisterna.Donde d = d L L1 + L2 y D Ld1/Ec = 1. (9.2-1 m con profundidades de flujo (en FSL) de 0. (10.7 m): Fig.33 1/2.155[(P'/Ec)+ 0.53) Cot = yc/Ld1. Q = CL(2g)1/2H3/2. Volumen de cuenca. 10. Descarga. las recomendaciones de la RII. 10.29) donde C = 0.55) . Francia (Kraatz y Mahajan. 1975) ha desarrollado un simple estructura adecuados para desniveles de hasta 7 m (para canales anchos de cama de 0. L = LB . 1975) (10. 1.20 weir Rectangular gota con cresta levantada.36 para la vertical de la cara anterior de la cresta 2.10 m para un canal trapezoidal y es B1 (la cama ancho) para canales rectangulares. (10. Para el diseño de Crest.20 muestra sus detalles de diseño. La longitud de la cresta.40 para la cara anterior redondeado (5-10 cm de radio). (10. India (sección anterior) también podrán ser adoptadas.1-0. V = QHdr/150 (m3). y pared 0.54) Alternativamente. 3 Las caídas o rampas inclinadas (a) Vertedera común Este tipo de caída se ha inclinado. . (10. por ejemplo FAE o USBR por sus siglas en inglés tipo III (Capítulo 5). 10. 10.75 m 3 s-1 con caídas de hasta 1. (c) Escalonadas o caída de tipo cascada Este consta de piedra de tono de plantas entre una serie de weir bloques que actúan como diques de contención y se utilizan en canales de pequeños vertidos. la cola de un canal principal escapar.Ancho de cuenca. La descripción esquemática de un glacis-tipo otoño con una cuenca stilling USBR por sus siglas en inglés tipo III. llamado glacis) seguido de cualquier tipo convencional de bajo-cabeza stilling cuenca. Se compone de un glacis inclinado en 10 entre 1 y 1 en 20.3 m. por ejemplo. cara posterior (entre 1/4 y 1/6.1 a 0. se muestra en la Fig.22. Un diagrama de este tipo de caída es mostrada en la Fig. y se utiliza para pequeñas descargas de hasta 0.56) donde la profundidad de la cuenca. Esa larga glacis asiste a la formación del salto hidráulico. dc = 0. (b) Rápida caída inclinados tipo drop (India) Este tipo de caída es barato en zonas donde la piedra es fácilmente disponible. por ejemplo) es posible.3.5 m.21. WB = V/[LB(D2 + dc)]. y la suave pendiente hace la navegación ininterrumpida de pequeñas embarcaciones (tráfico de madera. recomendado para una amplia variedad de descargas y alturas de caída. 10. 21 glacis inclinado con caída tipo USBR por sus siglas en inglés tipo III cuenca stilling . 10.Fig. y este tipo de caída es adecuado para bajos vertidos (hasta 50 l s-1) y caídas altas (2 a 3 m). Sin embargo.22 escalonadas o caída de tipo cascada 10. (b) Caída del tubo Se trata de una estructura económica utilizado generalmente en pequeños canales. Se compone de un oleoducto (prefabricados de hormigón). una energía dissipator apropiado (por ejemplo. una cuenca stilling con un peldaño final) debe ser proporcionado en el extremo posterior de la canalización. Fig. Normalmente es equipado con un control gate en su extremo superior y una pantalla (escombros barrera) se instala para evitar el ensuciamiento de la entrada. (a) Así la estructura de caída Así la caída (Fig. 10. y se utiliza en la cola se escapa de los pequeños canales. 10.3.4 Hilo cae Un hilo es la caída de la estructura más económica en comparación con una caída inclinada para pequeñas descargas de hasta 50 l s -1. La mayor parte de la energía se disipa en el bien. lo cual a veces puede ser inclinado fuertemente hacia abajo (USBR por sus siglas en inglés y la URSS práctica) para hacer frente a grandes caídas.Fig.lowed por un delantal de downstream.23 bien estructura de caída .23) se compone de un pozo y un ducto rectangular fol. 10. 10.7 Un diseño de tipo Sarda otoño utilizando los siguientes datos: alimentación completa carga dis-= 28 m3 s-1.75 m y 1. se muestra en la Fig.5 Estructuras de caída de la granja Canal de granja gotas son básicamente del mismo tipo y funcionan como los de los canales de distribución.3. La muesca de caída caída de granja tipo de estructura (prefabricados de hormigón o madera) se compone de un (más comúnmente) en una muesca trapezoidal crested pared cruzando el canal. aguas abajo = FSL 98.UU.5 m3 s-1.2 m y la longitud de la plataforma (L) entre 0.24. la caída de la sonda de nivel del suelo (C) se recomienda estar alrededor de 0.Medición de estructura.50 m AOD. Fig. ampliamente utilizado en los Estados Unidos. 10.00 m. siendo las únicas diferencias que son más pequeñas y su construcción es más sencilla.24 muesca caída: caída de comprobación concreta (EE.80 m a lo largo de una gama de drop (D) los valores de 0.9 m. upstream bed = 99.50 m AOD. upstream cama ancho= 6.00 m AOD.00 m AOD. cama posterior nivel= 97.3 a 0. ancho . Los detalles de una comprobación concreta gota con una abertura rectangular.) Trabajó Ejemplo 10. También se puede utilizar como una descarga. Hasta descargas de acerca de 0. FSL upstream= 100. 10. con la provisión adecuada de dispositivos de disipación de energía aguas abajo de la caída. 00 m. DR H = 1.50 m. gota. . salida segura pendiente del subsuelo= 1 en 5.de cama posterior= 6. Por lo tanto d = 99. Dispositivos de disipación de energía adecuado (para los grandes vertidos) y upstream y downstream obras de protección de cama debe ser proporcionada.54).57 = 0.55d = 0. La sonda de suelo (espesor espesor nominal de 0.3 m. 2ª ed.50) con Ss = 2.madamente 6 m (ecuación de 10. y la longitud de la cisterna.87 m. La velocidad de enfoque (suponiendo un canal trapezoidal 1:1)= 2.19 = 97. (1940) Traité d'hydraulique. El ancho de base.31 m AOD.19 m (Ecuación (10.00 . La longitud del piso impermeable aguas abajo de la cresta es aproxi.14 m.1 p r o p o rc i o n a c á l c u l o s d e t a l l a d o s ) El máximo jefe de infiltración.F.0. La profundidad de la cisterna..55d1/2. H = 0. anchura b = 0.008 m AOD.438 m.5 m y a 5 m de la convergencia es aproximadamente 0. El diseño detallado del diseño se muestra en la Fig. y E = 100.50 = 2.51) da la cabeza encima de la cresta.17.57 .008 . La adopción de un salto de longitud L = 6 m. La RL del aljibe cama= 97.0.97. Por lo tanto la sonda de nivel de energía total (TEL)= 100. La adopción nominal de upstream y downstream profundidades de corte de 1 m y 1. respectivamente.50 = 2. Verificar la presencia de B: el nivel de cresta = 100.8 m es satisfactoria.55 (H + d)1/2 y H + d = D1 + 99.56). por una cresta trapezoidal.Solución D i s e ñ o d e c re s t a Adoptar una cresta rectangular (Fig. De ahí B (trapeZoidal crest)= 0. 10.008 = 100. Pitois.4 ms-1.8/ (6 + 1)1. Levraut et Cie.5 m. adoptar un mínimo de 0.43 m.00 . Referencias D'Aubuisson.99. dc = 0. J.07 m y b = 0. 10.0). Lc = 4 m (la ecuación (10.57 m AOD. la ecuación (10.97. B = 0.55). B1 = 1.5 m.18). Elija una cresta rectangular.000 + 0. B = 0. = 0. de la base de la longitud del piso impermeable para la salida pendiente de 1 en 5 es de aproximadamente 13 m.50 .3 m) en la punta de la cresta es de aproximadamente 1. hs = d (sin agua corriente abajo.43 = 99. .79 m. y la sonda de nivel de agua a nivel de la cresta). Por lo tanto una cresta ancho de 0.80 m. E l d i s e ñ o d e l p i s o i m p e rm e a b l e ( E J E M P LO E L A BO RA D O 9. París.25 m (la ecuación (10. 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