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TESIS: LEVANTAMIENTO DE UNA LOSA DE PISO SOMETIDA A FLUJO TURBULENTO

CAPÍTULO 7

CRITERIOS DE DISEÑO, CONCLUSIONES Y

ESTUDIOS FUTUROS.

Figura 7.1 Losas expuestas a flujo turbulento y la simulación en el modelo físico

En este capítulo se presentan algunos parámetros considerados relevantes desde el punto

de vista hidráulico para el diseño de losas de revestimiento de una estructura sometida a

flujo turbulento. Al final se presentan las conclusiones de la investigación y se ofrecen

algunas recomendaciones para estudios futuros.

Folsom

CAPITULO 7: CRITERIOS DE DISEÑO PARA LOSAS SOMETIDAS A FLUJO TURBULENTO

7.2

7.1 Criterios de diseño para losas sometidas a flujo turbulento

Determinar el largo, ancho y espesor de la losa unitaria, implica un diseño adecuado que

responda a las necesidades y a las fuentes de movimiento identificadas por el profesional

hidráulico y el ingeniero estructural. Las fuentes de movimiento incluyen la variación de

temperatura, la carga hidráulica y estructural (estática y dinámica), así como los movimientos

naturales (los terremotos, el asentamiento, la consolidación, entre otros). De esta forma, las

juntas que limitan el ancho y largo de la losa entran a ofrecer una solución para evitar que la

estructura forme sus propias juntas por agrietamiento; así como su ubicación tiene efecto en

la carga hidráulica, la cual es contrarrestada por el espesor y el anclaje.

7.1.1 Dimensiones de la losa unitaria; largo y ancho

La carga hidráulica es inversamente proporcional al largo de la losa (Sánchez y Fuentes,

1978; Hajdin, 1982; Farhoudi y Narayanan, 1991; Pinheiro, 1995; Bellin y Fiorotto, 1995),

debido a esto se recomienda mantener esta dimensión próxima a 13y1 (Toso y Bowers,

1988) y prestar especial atención en su diseño y construcción para contrarrestar las fuentes

internas de movimiento (Tabla 7.1), evaluando la viabilidad de implementar una membrana

para el deslizamiento de la losa en la construcción (cuando sea práctico) o utilizar suficiente

refuerzo para controlar el agrietamiento por contracción (BS8007'4'). La expansión o

contracción general puede ser calculada según la ecuación 7.1, como el producto del

coeficiente de expansión térmica del concreto (α, Tabla 7.1), la longitud total de la losa (L,

mm) y el rango de temperatura del concreto según su servicio ( ).

( ) ( ) (7.1)

Tabla 7.1 Coeficientes de expansión térmica y de contracción irreversible durante el secado dependiendo del material. Tomada de Bussell y Cather (1995).

Coeficientes de expansión térmica

Material α (°C*10-6

)

Agregado de grava 12-14

Roca triturada 10-13 Roca limosa 7-8

Concreto reforzado con fibras de acero 5-14

Concreto aireado 8

Coeficiente de contracción irreversible durante el secado Material (%)

Agregado de grava 0.03-0.08

Roca triturada 0.03-0.08

Roca limosa 0.03-0.04 Concreto reforzado con fibras de acero 0.07-0.09

Concreto aireado 0.03-0.06

Rango de temperatura para el concreto expuesto a los rayos solares

Localización y condición Mínima (°C) Máxima (°C) Rango (°C) Losa estructura (color clara) -20.00 45.00 65.00

Losa estructura (color oscura) -20.00 60.00 80.00

Vacío o fuera de uso -5.00 35.00 40.00

El ancho de la losa se define a partir de la necesidad del diseñador estructural o de los efectos

prácticos de construcción, ya que la carga hidráulica debe contrarrestarse con especial

precaución con cualquier dimensión escogida de la losa. Por un lado, una losa ancha beneficia


7.3

el hecho de que F- no genere succión durante las fluctuaciones de presión en el resalto

hidráulico, pues los pulsos negativos locales son compensados por los pulsos positivos

vecinos. Por otra parte, una losa ancha posee una arista trasera larga y con ello aumenta la

conversión de energía cinética en presión dinámica.

El ancho de las juntas y la efectividad de su sello pueden variar durante la construcción y con

el paso del tiempo, por lo cual debe considerarse su efecto sobre la fuerza de levantamiento

en la carga estructural, implementando además medidas para prevenir la tubificación del fondo

de la losa.

7.1.2 Determinación de la carga hidráulica

Para la determinación de la carga hidráulica, se debe evaluar la inestabilidad hidrostática del

revestimiento según la distribución de la presión más crítica sobre la losa, cuando la estructura

se encuentre ya sea sometida al caudal de diseño o sin flujo superficial pero con comunicación

sub-superficial con una fuente de presión hidrostática a través del suelo saturado (Bureau of

Indian Standards, 2007; Khatsuria, 2005).

Dos de los parámetros más importantes como la densidad y la viscosidad necesarios para los

análisis de estabilidad (Anexo 2), se deben considerar bajo una situación extrema de mezcla

bifásica con un flujo muy denso por presencia de sedimento (si aplicara).

Para garantizar la estabilidad dinámica de las losas, se debe diseñar bajo la condición crítica

que implica la(s) junta(s) sin sello, a través de la(s) cual(es) se transmite la presión dinámica

y estática. Además, el análisis de estabilidad se debe realizar por fuerzas y momentos. La

curva de diseño establecida para flujo supercrítico y resalto hidráulico en el capítulo 6, se

resume en la Figura 7.2. A demás se propone la implementación de un refuerzo adicional

para contrarrestar los efectos extremos de excentricidad. El coeficiente total bajo el cual se

diseña la estabilidad de la losa, suma el coeficiente de la curva de diseño más la estabilidad

aportada por el refuerzo, esquematizado a través de la línea discontinua.

Figura 7.2. Curva de diseño para determinar la carga hidráulica (CFd, línea continua) y la resistencia total con el refuerzo (CFd+refuerzo, línea discontinua) bajo flujo supercrítico y resalto hidráulico (RH)

15

25

35

45

55

65

75

85

95

105

3 4 5 6 7 8 9 10

%C

Fd, %

CFd

+re

fue

rzo

Fr1

CFd Resalto hidráulico

CFd Flujo supercrítico

%Cfd

%Crefuerzo %Crefuerzo

CFd+refuerzo Flujo supercrítico

CFd+refuerzo RH


7.4

Al observar la curva de diseño para determinar la carga hidráulica bajo flujo supercrítico y

resalto hidráulico resultante del estudio (CFd, Figura 7.2), se puede observar como este

parámetro siempre es mayor para el resalto hidráulico. Por lo anterior y al considerar que la

posición del resalto hidráulico en canal varia con el caudal, se establece que el diseño de las

losas se debe realizar para la condición de resaltó hidráulico (máxima fuerza de

levantamiento). Con el propósito de reducir los costos y establecer la carga hidráulica bajo

flujo supercrítico, debe garantizarse la posición del resalto hidráulico por medio de controles

en el fondo del canal. La función del control u obstáculo es asegurar la formación del resalto

y establecer su posición en todas las condiciones probables de operación.

Por otra parte, el coeficiente de refuerzo (Crefuerzo) considerado en este estudio como una

opción de factor de seguridad para aumentar la estabilidad de la losa bajo cargas extremas,

es menor para el resalto hidráulico que para flujo supercrítico (Figura 7.3). Sin embargo, al

sumarse este refuerzo (Crefuerzo) a la carga hidráulica de diseño (CFd), la resistencia total de la

losa (CFd+refuerzo) bajo resalto hidráulico es superior a la de flujo supercrítico como se puede

observar en la Figura 7.2. Así el factor de seguridad considerado en este estudio es mayor

para flujo supercrítico que para resalto hidráulico, contrario a la carga hidráulica de diseño, la

cual es mayor para la condición de resalto hidráulico.

Figura 7.3. Coeficiente de refuerzo de seguridad

Para comparar la curva de diseño presentada (figura 7.2) con los resultados de diferentes

autores, se omiten algunos efectos de escala y se retoma el ejemplo utilizado en el capítulo

1, comparando la presión de levantamiento para una misma condición hidrodinámica

predicha por los diferentes criterios para una losa de un tanque de amortiguación1. En la

tabla 7.2 se presenta el resultado de la comparación de la presión de levantamiento

calculada por varios criterios de diseño, notándose en la última fila que para un numero de

Froude de 9.63 y bajo la curva de resalto hidráulico, la presión de levantamiento predicha es

de 30.94 metros columna de agua. Dicho valor a diferencia de los otros criterios, considera el

empuje hidrostático más la presión dinámica. Vale la pena mencionar que fue posible la

1 Ejemplo tomado del libro “Hydraulics of Spillways and Energy Dissipators”, Capitulo 20, pag. 424 (Khatsuria, 2005).

Diseño del espesor de una losa de un tanque de amortiguación con las siguientes condiciones: Dimensiones de la losa de

11.5 m de ancho y 25 m de largo. Conjugado menor y mayor del resalto hidráulico 2.56 m y 33.7 m, respectivamente. V1 =

48.3 m/s, F1=9.63 y el peso sumergido del concreto de 1.6 ton/m3. *Considera el empuje hidrostático + la presión

dinámica.

0

5

10

15

20

25

30

35

40

3 4 5 6 7 8 9 10

Cre

fue

rzo

Fr1

Resalto hidráulico

Flujo supercrítico


7.5

aplicación de la curva de diseño, ya que la losa posee dimensiones en relación con la

profundidad del flujo incidente las cuales se aproximan a las establecidas en el modelo físico

(4.4y1. m de ancho y 9.76y1 de largo).

Tabla 7.2 Comparación de la presión de levantamiento calculada por varios criterios de diseño

CRITERIO DE DISEÑO METODO

Asunciones/Condiciones

Valores pico de presión de

levantamiento en metros de columna

de agua.

Hidrostática Ho hay sistema de drenaje 22.3

Bribiesca (1979)

15.0

Hajdin (1982) Do 10.9

Toso (1988) C

+p, C

-p=1.0 39.7

Cp+=0.45 Cp-=0.36 14.3

Farhoudi (1992)

(Medida directa de la

fuerza)

Sistema de drenaje no considerado 11.3

Bellin (1995)

(Medida directa de la

fuerza)

C+p, C

-p=1.0 38.1

González (2013) CFd=0.26. Considerando influencia de las juntas de

dilatación, entre otros parámetros 30.94*

Con respecto a los revestimientos cercanos a una compuerta vertical (Sluice Gate), debe

considerarse una presión adicional debida a la presión hidrostática aguas arriba de la

compuerta y depende de un factor adimensional X, el cual es la relación entre la distancia x y

la apertura de la compuerta (a). La presión adicional tiene influencia hasta (Roth

et al., 1999), la cual se deduce de la ecuación 7.2, en donde h0 es la presión hidrostática

aguas arriba de la compuerta y hu es la presión aguas abajo de esta (ecuación 7.2).

( ) ( ) ( ) [ ( )( ) ]⁄ (7. 2)

La presión adicional se puede propagar a través de una junta o un sello, constituyendo un

factor que puede incidir en la presión de levantamiento. El incremento de presión hp se

adimensiona con la presión dinámica del flujo incidente, y el coeficiente hp* resultante se

suma al coeficiente de diseño.

7.1.3 Fuerza de estabilidad.

El peso de la losa y su anclaje contrarrestan la fuerza de levantamiento y las inestabilidades

que esta puede generar. Según “Bureau of Indian Standards (2007)” se recomienda 600 mm

de espesor como mínimo en la losa para estructuras que soportan altas velocidades. Sin

embargo el espesor real (sr), se debe determinar mediante el análisis de estabilidad

(ecuación 7.3) que considere además la carga hidráulica (hidrostática e hidrodinámica) y en

el cual se decide o no aplicar el método del espesor equivalente (sa) a través del anclaje.

( )

⁄ ( ) (7.3)

A la izquierda de la ecuación 7.3 se considera la fuerza de levantamiento aplicada en el

centro de gravedad de la losa rectangular, a través del coeficiente de diseño multiplicado por

la energía del flujo incidente y el área de la losa, ya que en su magnitud se consideran los


7.6

efectos de excentricidad, entre otros (capitulo 6). Por su parte al lado derecho se reúnen los

parámetros de la losa que contrarrestaran el levantamiento, entre ellos el peso de la losa de

concreto y la fuerza de tensión que ofrece el anclaje. Como factor de seguridad, el peso de la

losa se asume como el peso del concreto sumergido en una mezcla y para considerar la

respuesta dinámica del anclaje al flujo, se considera un factor reductor del 50% de la

resistencia a la tensión del acero que duplica el número de barras implementadas (Fiorotto y

Salandin, 2000).

Por otra parte, el drenaje puede ser utilizado como medio para reducir teóricamente hasta en

un 50% las presiones de levantamiento (USBR, 1977; fdrenaje=0.5), sin embargo lo anterior es

efectivo si el drenaje es bien diseñado para evitar su presurización. Por tal motivo, se

recomienda que el drenaje se use de manera localizada con drenes horizontales más que

longitudinales evitando la descarga en zonas con altas fluctuaciones de presión y la

consecuente propagación de presión in-amortiguada por el drenaje (Smith, 1990). Los

drenajes y filtros deben ser bien dimensionados para evitar su presurización Frizell K. (2007)

y el lavado del material fino (Figura 7.4), protegidos además en climas fríos contra el

congelamiento (Hepler y Jhoson, 1988).

Figura 7.4 Proceso de tubificación: a) lavado de materiales finos por el drenaje, b) tubificación bajo la losa de la rápida de embalse Hyrum, c) y d) tubificación en el Embalse Carmel. Tomado de Trojanowski (2005).

7.1.4 Prevención de desfases, desplazamientos y puntos de estancamiento en la losa.

En la parte constructiva como ya fue descrito por Frizell K. (2007, 2005) y Trojanowski,

(2005), se debe buscar un correcto alineamiento de la superficie entre las losas evitando

puntos de estancamiento o daños por cavitación. Para ello, los refuerzos longitudinales

pueden prevenir las fracturas y el levantamiento vertical del concreto.

Otra una forma de evitar el mal alineamiento entre losas es planificar el uso de un refuerzo

adicional a través de las juntas longitudinales de movimiento libre y de juntas transversales

parcialmente discontinuas (Bussell y Cather, 1995; BS 8007, 1987). Las juntas de

movimiento libre permiten desplazamientos y la rotación en todas las direcciones de la losa

(Figura 7.6a), por lo cual las losas se acomodan a los movimientos diferenciales del terreno.

Por otra parte, las juntas parcialmente discontinuas tienen un refuerzo continúo de losa a

losa en este caso con un articulación desligada (Figura 7.6d), lo que permite la contracción o

expansión, mientras que el acero contrarresta las cargas de cizallamiento.

a) b) c)


7.7

Figura 7.5 Desgaste, desfase de la losa y puntos de estancamiento. a) Desgaste b) Colapso estructural. c) Desfase (McPhee Dam Spillway). Tomado de Frizell K. (2007, 2005) y Trojanowski, (2005).

El refuerzo adicional sugerido contrarresta los momentos extremos que se pueden generar

sobre la losa y que fueron identificados en la tesis y al ubicarse dicho refuerzo lejos del punto

de apoyo, se disminuye su dimensión y se maximiza el momento de estabilidad, previniendo

puntos de estancamiento directos.

Figura 7.6 Articulaciones típicas en las losas de piso de apoyo en tierra

Para su construcción el hormigón es vertido directamente sobre el refuerzo en uno de sus

lados mientras que en el otro lado, el vertimiento se realiza con el refuerzo introducido en

una guía por la cual deslizará el refuerzo (Figura 7.6g). En un futuro estudio dicho refuerzo

debe evaluarse estructuralmente y en términos de costos.

El (Los) refuerzo(s) de acero a implementar en la junta transversal desligada podrá(n) ser

calculado(s) de acuerdo a la ecuación 7.5, estimando el coeficiente de refuerzo con la Figura

7.3 (ecuación 7.4). Implementar el refuerzo con dos articulaciones en la junta transversal

delantera de cada losa, favorece el nivel entre aristas de la junta a lo ancho de toda la losa

( ), además que permite contrarrestar posibles momentos con respecto a las

juntas longitudinales.

(7.4)

⁄ (7.5)

d) Junta de contracción

parcial despegada e) Junta de expansión libre f) Junta de presión reforzada

b) Junta de contracción libre c) Junta de contracción

parcialmente ligada

a) Junta de movimiento libre

g) Refuerzo en articulación desligada

Tubo

Barra

a) b) c)


7.8

Figura 7.7 Sistema de losas diseñado para contrarrestar la carga estructural con el espesor y anclaje de la losa, mientras el refuerzo de la junta desligada contrarresta el efecto de excentricidad. a) Vista en planta. b) Vista lateral.

7.2 Potencial de tubificación.

Se debe evaluar el potencial erosivo que induce el gradiente de presión, con el fin de

verificar posibles erosiones del material de fondo y de esta manera evitar los riesgos de

tubificación (Piping Risks, Figura 7.4). Para lo anterior se puede utilizar la metodología

planteada por “Fell et al (2008)” para estimar la probabilidad de iniciación de la erosión a

partir del ancho de la junta (ε) y el gradiente de presión (i) para diferentes proporciones de

materiales finos y gruesos (tomado de la Bureau of Reclamation and U.S. Army Corps of

Engineers, 2011).

El gradiente hidráulico debajo de la losa horizontal en sentido del flujo para diferentes

condiciones de juntas expuestas a flujo supercrítico y resalto hidráulico, es presentado en la

Figura 7.8 y Figura 7.9. El gradiente de presión fue la pendiente de la línea piezométrica

entre la presión medida en la proximidad a la junta transversal delantera y en la junta

transversal trasera (relación entre el gradiente de presión debajo de la losa y su longitud).

Para estimar la probabilidad de iniciación del movimiento de las partículas finas, se sugiere

escoger el gradiente hidráulico más crítico esperado sobre la losa e ingresar a la

Tabla 7.3, determinar la clasificación del material del fondo y pasar a la Tabla 7.4 con el

ancho de la junta y el material del fondo.

Apoyo

Flevantamiento

Fresultante

FR. Flujo

Flujo

Flujo

Apoyo Flevantamiento

Instante 1 Instante 2

a)

b)


7.9

Figura 7.8. Gradiente hidráulico debajo de la losa en función del número de Froude bajo flujo supercrítico

Figura 7.9. Gradiente hidráulico debajo de la losa en función del número de Froude bajo resalto hidráulico

Tabla 7.3 Clasificación de suelos según Fell et al (2008) y probabilidad de un suelo de soportar un túnel

Clasificación del suelo Porcentaje

de finos Plasticidad de

los finos Condición de

mezcla Probabilidad de

soportar el tejado

Arcilloso, arcillo arenoso (CL, CH, CL-CH)

>50% Plástico Húmedo o saturado

0.9+

ML o MH >50% Plástico o no

plástico Húmedo o saturado

0.9+

Arenas y arcillas, Arcillas y Gravas (SC, GC)

15-50% Plástico Húmedo o saturado

0.9+

Areno limoso Gravas y limos Gravas arenas y limos (SM, GM)

>15% No Plástico Húmedo o saturado

0.7-0.9+ 0.5+0.9+

Suelos granulares con alguno finos cohesivos (SC-SP, SC-SW, GC-GP, GC-GW)

5% -15% Plástico Húmedo o saturado

0.5-1 0.2-0.5

Suelos granulares con alguno finos cohesivos (SC-SP, SC-SW, GC-GP, GC-GW)

5% -15% No plástico Húmedo o saturado

0.05-0.1 0.02-0.05

Suelos granulares <5% No plásticos

Plásticos Húmedo o saturado

0.0001 0.001 -0.01

1) El rango más bajo de probabilidad es para materiales pobremente compactados y la más alta para aquellos bien compactados

-0.3

-0.2

-0.1

0

0.1

0.2

0.3

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18

Gra

die

nte

Hid

rau

lico

(i)

Fr

-0.6

-0.4

-0.2

0

0.2

0.4

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18

Gra

die

nte

Hid

rau

lico

(i)

Fr


7.10

Tabla 7.4 Probabilidad de iniciación de la erosión para diferentes gradientes de presión sobre diferentes tipos de cimentación

ε(mm) Gradiente Hidráulico

0.1 0.25 0.5 1.0 2.0 5.0

Con ML o SM <30% tipo

1 0.05 0.2 0.6 0.95 1.0 1.0

2 0.1 0.6 0.9 1.0 1.0 1.0

5 0.6 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0

10 0.9 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0

25 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0

Con SC <40% fines, o SM >30%

1 0.02 0.2 0.6 0.9 0.95 1.0

2 0.1 0.6 0.9 0.95 1.0 1.0

5 0.6 0.95 0.99 1.0 1.0 1.0

10 0.9 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0

25 0.95 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0

50 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0

Con SC >40% finos, o CL-ML

1 0.02 0.1 0.4 0.8 0.9 0.95

2 0.1 0.5 0.7 0.9 0.95 1.0

5 0.4 0.8 0.9 0.95 1.0 1.0

10 0.7 0.9 0.95 1.0 1.0 1.0

25 0.9 0.95 1.0 1.0 1.0 1.0

50 0.95 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0

CL o MH

1 0.01 0.03 0.1 0.2 0.3 0.7

2 0.02 0.1 0.2 0.5 0.6 0.9

5 0.1 0.3 0.5 0.7 0.9 1.0

10 0.2 0.5 0.7 0.95 1.0 1.0

25 0.4 0.7 0.95 1.0 1.0 1.0

50 0.7 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0

75 0.9 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0

100 0.95 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0

CL-CH o CH conch LL<65%

1 0.005 0.02 0.05 0.1 0.2 0.6

2 0.01 0.05 0.1 0.3 0.5 0.9

5 0.05 0.2 0.3 0.6 0.8 1.0

10 0.1 0.3 0.6 0.9 0.95 1.0

25 0.3 0.6 0.9 1.0 1.0 1.0

50 0.6 0.95 1.0 1.0 1.0 1.0

75 0.8 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0

100 0.9 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0

CH con LL>65%

1 0.001 0.002 0.001 0.01 0.05 0.1

2 0.002 0.005 0.01 0.02 0.1 0.4

5 0.005 0.01 0.05 0.1 0.3 0.95

10 0.01 0.04 0.1 0.4 0.6 1.0

25 0.02 0.1 0.4 0.8 0.95 1.0

50 0.1 0.5 0.95 1.0 1.0 1.0

75 0.3 0.8 1.0 1.0 1.0 1.0

100 0.4 0.95 1.0 1.0 1.0 1.0

Suelo dispersivo (CL, CH, CL-CH)

1 0.02 0.1 0.3 0.6 0.8 1.0

2 0.05 0.3 0.6 0.9 1.0 1.0

5 0.3 0.7 1.0 1.0 1.0 1.0

10 0.5 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0


7.11

7.3 Sellos en las juntas y grietas

Experimentalmente se observó la presurización uniforme debajo de la losa como

consecuencia de tener un sello desprendido en una junta y los demás sellos en buen estado

en flujo supercrítico y resalto hidráulico, lo que conduce a grandes fuerzas de levantamiento

netas. Lo anterior ofrece elementos para considerar el beneficio que puede tener diseñar y

construir los revestimientos con juntas abiertas sometidas a flujo supercrítico y resalto

hidráulico, coincidiendo con los estudios presentados por Melo et al. (2006), para estructuras

ubicadas en la zona de impacto del chorro libre en el cuenco de disipación (pungle pool) y de

igual forma con lo planteado por Fiorotto y Caroni (2007). Sin embargo, los revestimientos y

sus sellos son sugeridos debido a que el material que protegen puede ser erosionado con las

velocidades de diseño del canal y por el flujo debajo de la losa que puede generar los

gradientes de presión, lo que conduce de nuevo a la necesidad de los sellos en las juntas

para evitar la filtración del fluido, la tubificación y la reacomodación de las losas.

Debido a lo anterior, es necesario realizar un mantenimiento de sellos así como de fisuras y

grietas, con el fin de evitar el lavado del material fino, disminuir el tamaño de la losa, de esta

forma los sellos permiten mantener la carga estructural y las condiciones para las cuales fue

diseñada la losa (Figura 7.10 y Figura 7.11).

Figura 7.10 Monitoreo de sellos, grietas y juntas de dilatación (CYLutions™, 2012).

Figura 7.11 Mantenimiento de sellos en juntas y grietas (CYLutions™, 20122).

2 Consultada el 2012 de junio del 2013. http://www.youtube.com/watch?v=kChG2KEdtdw

a) b) c)

a) b)


7.12

7.4 Validación del diseño en el modelo físico.

Después del diseño, se requiere validar las dimensiones del prototipo con un modelo menos

exigente para verificar el buen comportamiento de la estructura, ya que todos los prototipos

obedecen a diferentes condiciones hidrodinámicas y físicas. En el modelo se chequea la

respuesta de la losa al levantamiento hidrodinámico, así como la efectividad de las medidas

implementadas para evitar la cavitación y la abrasión, ya que estos fenómenos atacan el

revestimiento desde la cara expuesta al flujo debido al impacto de las cavidades de vapor o

sedimentos, aportando al colapso del revestimiento.

Figura 7.12 Prototipo con un modelo menos exigente para verificar el buen comportamiento de la estructura (Fuente: Sánchez, 1971).

7.5 Conclusiones finales

La investigación reúne una evidencia experimental de 760 ensayos bajo diferentes

condiciones que fueron utilizadas para establecer una curva que permite predecir la carga

hidráulica crítica para el diseño de losas, con anchos y longitudes aproximadas a 5 y 10 veces

respectivamente la profundidad del flujo incidente. Adicionalmente la evidencia permitió

determinar el efecto sobre la fuerza de levantamiento de las juntas de dilatación (con y sin

sellos), la separación losa-fondo y la posición de la losa en el canal.

La metodología de medición de presiones fue seleccionada con el fin de evaluar el papel de

las juntas de dilatación en la generación de gradientes de presión y corroborar las

asunciones clásicas para el estudio del fenómeno de la fuerza de levantamiento de los

revestimientos, entre ellas que la distribución de las presiones es uniforme a través de las

juntas y debajo de la losa. Para ello se seleccionaron sensores de presión, que gracias a su

forma y reducido tamaño, permitían adaptarse a la losa simulada logrando medir la presión

de manera simultánea sobre la cara de la losa expuesta al flujo principal y en la cavidad más

pequeña formada por la cara inferior de la losa y el fondo a proteger. De esta manera fue

posible encontrar el instante más crítico para la estabilidad de la losa, caracterizándolo por la

fuerza y su punto de aplicación.

a) b)


7.13

De esta forma la originalidad de la investigación adelantada, se debe al hecho de estudiar la

fuerza de levantamiento y su punto de aplicación a partir de los esfuerzos medidos en una

losa bajo flujo turbulento con las aristas de las juntas de dilatación a nivel, integrando el

campo de presión instante a instante en toda el área encima y debajo de la losa y variando

la(s) junta(s) expuesta(s) al flujo, la separación losa-fondo y la posición de la losa en el canal.

Para el desarrollo de la experimentación, fue necesario mantener la losa del modelo sin

posibilidades de falla ni desplazamiento, ya que lo anterior podía conducir a que alguna de

las aristas sobresaliera generando escalones positivos con puntos claros de estancamiento,

situación ya descrita por Frizell K. (2007, 2005),

Las juntas de dilatación y sus sellos influyen en la presión de levantamiento debido a que:

• Actúan como filtro espacial y discriminan las fluctuaciones de presión generadas en el

canal, permitiendo que pasen al fondo de la losa aquellas que se localizan sobre la

junta sin sello.

• Establecen el medio a través del cual se trasmiten las ondas de presión, por lo cual

las ondas de presión superficiales en su ingreso a la junta sufren alteraciones que

pueden generar cambios en la amplitud de la presión y un retraso en su aplicación

entre la parte superior e inferior de la losa.

• Fomentan la generación de gradientes de presión. Bajo flujo supercrítico y en

instantes bajo resalto hidráulico, la presión tendrá correlación lineal y se favorece el

gradiente negativo con las dos juntas transversales o todas las juntas expuestas al

flujo. El gradiente positivo es favorecido con las dos juntas longitudinales abiertas

expuestas al flujo. Con una sola junta expuesta se observó la tendencia a la

presurización debajo de la losa.

• Los efectos de la(s) junta(s) de dilatación se intensifican en la zona de transición y en

la proximidad a la turbulencia (Losa 1), en donde el coeficiente de fricción local, el

cortante de pared y la velocidad en la proximidad de la pared alcanzan su valor

máximo, así el flujo en la junta impacta con mayor energía su arista trasera.

• La no uniformidad de la presión de levantamiento conlleva a que el coeficiente de

inestabilidad por momento sea mayor entre el 5% y 25% con respecto al coeficiente

de inestabilidad de la fuerza, debido a los efectos de excentricidad.

Por otra parte se presentaron evidencias experimentales que permitieron establecer que el

espesor de la junta y la separación losa-fondo son inversamente proporcionales a la fuerza

de levantamiento. A demás, a partir de la revisión bibliográfica se puede decir que el largo y

ancho de la losa son inversamente proporcionales a la fuerza de levantamiento (Sánchez y

Fuentes, 1978; Hajdin, 1982; Farhoudi y Narayanan, 1991; Pinheiro, 1995; Bellin y Fiorotto,

1995).

La recomendación práctica para los ingenieros, es el dimensionamiento de una losa larga y

ancha que disminuye la carga hidráulica mientras ésta responda a las necesidades y a las

fuentes de movimiento identificadas por el ingeniero estructural (variación de temperatura,

los terremotos, el asentamiento, la consolidación, entre otros). El espesor total de la losa


7.14

debe ser el resultado de un análisis de estabilidad, en el cual se decide o no aplicar el

método del espesor equivalente a través del anclaje, de tal forma que el peso de la losa y la

resistencia de las barras contrarresten la carga hidráulica más crítica. Es necesario

implementar refuerzos longitudinales en la losa para prevenir las fracturas y el levantamiento

vertical del concreto (Trojanowski, 2005; Frizell K., 2007) que generan puntos de

estancamiento.

La carga hidráulica debe determinarse considerando la fuerza hidrostática y dinámica de

levantamiento según la distribución de la presión más crítica sobre la losa, encontrada en la

evaluación de múltiples escenarios (juntas con o sin sellos en una o varias losas bajo el

caudal de diseño o sin flujo superficial pero con comunicación sub-superficial, con una fuente

de presión hidrostática a través del suelo saturado, entre otros) y para la condición del

resaltó hidráulico; para reducir los costos y establecer la carga hidráulica bajo flujo

supercrítico, debe garantizarse la posición del resalto hidráulico por medio de controles en el

fondo del canal.

El drenaje reduce las presiones de levantamiento, sin embargo se debe usar de manera

localizada con drenes horizontales más que longitudinales evitando la descarga en zonas

con altas fluctuaciones de presión (Smith, 1990). Los drenajes y filtros deben ser bien

dimensionados para evitar su presurización y el lavado del material fino, protegidos en climas

fríos contra el congelamiento (Hepler y Jhoson, 1988).

Las grietas deben controlarse para no disminuir el tamaño de la losa y de esta forma

mantener la carga estructural para la cual fue diseñada. Los sellos en las juntas son

importantes para evitar filtraciones y gradientes de presión que induzcan a erosiones del

material de fondo y a riesgos de tubificación (Piping Risks).

Finalmente a partir de la labor desarrollada, se contribuye a la comprensión del fenómeno de

levantamiento de revestimientos hidráulicos sometidos a flujo turbulento, mediante el estudio

del papel que desempeñan las juntas de dilatación y sus sellos en la generación de presión

de levantamiento y de esta manera, en el área hidráulica dejan de ser solo el medio a través

del cual se propagan las fluctuaciones de presión. Por otra parte el conocimiento de los

campos de presión más críticos debajo de la losa en multiplex escenarios, conlleva a que en

el diseño de la losa tanto el espesor como los refuerzos puedan ajustarse con el fin de

contrarrestar dicha condición.


7.15

7.6 Estudios Futuros

En este estudio se ha localizado una losa en el resalto hidráulico al igual que el estudio de

Bellin y Fiorotto (1995). Por lo cual, es necesario realizar un montaje con varias losas a lo

largo de todo el resalto hidráulico, instrumentando encima y debajo de las losas,

considerando la influencia de la presión hidrostática del conjugado mayor del resalto

hidráulico en la fuerza de levantamiento. Para ello en el modelo sería necesario variar la

posición y el número de sellos desprendidos en dos losas diferentes, una en la zona de

máxima fluctuación de presión y otra en la zona de máxima profundidad (Figura 7.13).

Es importante además evaluar estructuralmente y en términos de costos, la viabilidad del

refuerzo en la junta transversal propuesto en esta tesis (juntas transversales parcialmente

discontinuas; Bussell y Cather, 1995; BS 8007, 1987).

Figura 7.13. Esquema de un modelo físico con el fondo de un canal instrumentado en la base del resalto hidráulico

A pesar de la complejidad del tema, es necesario seguir orientando esfuerzos que permitan

fortalecer los trabajos de modelación numérica que pueden ser verificados y calibrados con

los resultados de la experimentación física existente, ya que los costos de la modelación

física son elevados y se limita con ello el estudio de múltiples escenarios. Es ideal el

desarrollo de una herramienta computacional que proporcione resultados efectivos en tiempo

y en costo que los ingenieros puedan utilizar para tomar decisiones acertadas e informadas.

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