1. Universidad Técnica Particular de Loja
La Universidad Católica de Loja
Escuela de Ingeniería Civil.
HIDRÁULICA 1
 Consideraciones tomadas para el diseño de obras de
captación a través de hojas electrónicas (Excel).
Alumnos
Paúl Andrés Cobos Poma.
Luis Miguel Chamba
Docente
Ph.D. Holger Benavides Muñoz
Loja-Ecuador

2. 1. Consideraciones generales
La obra de toma es la estructura hidráulica de mayor importancia de un sistema de aducción,
que alimentará un sistema de generación de energía hidroeléctrica, riego, agua potable, etc. A
partir de la obra de toma, se tomarán decisiones respecto a la disposición de los demás
componentes de la Obra.
Los diferentes tipos de obras de toma han sido desarrollados sobre la base de estudios en
modelos hidráulicos, principalmente en aquellos aplicados a cursos de agua con gran
transporte de sedimentos.
2. Toma convencional
Consiste en un dique vertedero que cierra el cauce del río y capta las aguas por una rejilla o
vertedero lateral y constan de los siguientes elementos: azud, rejilla, desripiador, canal de
paso, desarenador y obras de control de crecientes.
El cálculo y diseño de obras de toma, está sujeto al análisis hidráulico e investigaciones de
diversos autores, que en base a su experiencia han planteado modelos matemáticos a seguir,
así en la electrónica denominad “captación convencional automatiza el proceso de cálculo
para una captación de este tipo descrita en el libro de Diseño hidráulico de Sviatoslav
Krochin.
En la parte superior de la hoja electrónica “captación convencional” se encuentran todos los
datos necesarios para el cálculo completo de los diferentes elementos, algunos de ellos en
primera instancia no serán conocidos pero será criterio del diseñador establecer sus
magnitudes.
Frente cada dato se describe su característica así como las unidades (en todas las hojas
electrónicas se utilizan unidades del S.I) en las que deben ingresar
Además en cada una de las celdas se pueden leer comentarios expresando explícitamente
cada dato y sus valores usuales en el caso de serlo.
Luego de haber introducido los datos automáticamente se generan los resultados los mismos
que pueden determinarse tanto para los factores críticos o menores colocando FC y los

3. factores promedio FP, los cuales están debidamente detallados por un comentario en celda.
La elección dependerá del diseñador
La imagen anterior muestra los resultados de los diferentes elementos de la captación,
excepto el azud (se muestra más adelante), el detalle de las ecuaciones consideras para llegar a
los resultados se muestran a continuación:
2.1. Diseño de la Reja
Se comienza verificando que la reja trabaje como un vertedero pared delgada para lo cual
debe cumplirse:
H / e  1.5
Posterior considerando que la reja trabajo como un vertedero sumergido se utiliza la
ecuación:
Q  k  S  M  b  H 3/ 2
Dónde:
Coeficiente de sumersión (Mo) se lo puede determinar por:
Konovalov Bazin

4. Coeficiente de correción por sumerción (S)
Bazin Villemonte
Por último se determina si la reja trabaja sumergida o no, para lo cual debe cumplirse que:
P2  Hn  haguasabajo vertedero  P2
Z
 0.7 (N.C resalto rechazado)
P2
Con los datos se determina el ancho efectivo del vertedero
Posterior de determina el número de barras, numero de espacios y longitud total reja

5. Lr  b  Nb  t 
Para calcular el ángulo de la dirección del canal con respecto de la del río se, emplea la
expresión de Kiselev:
Qd
Vc    90  
bxHr
Con el ángulo anterior y el coeficiente de pérdidas se determina las perdidas en la rejilla
Coeficiente de pérdida en las rejillas (Sugerido en la normativa RAS- Colombiana)
Forma A B C D E F G
k 2.42 1.83 1.67 1.035 0.92 0.76 1.79

6. 2.2. Desripiador
Después de la rejilla de entrada se ubica el desripiador y que sirve para detener el ripio (grava)
que pasó entre los barrotes y que no deben entrar al canal.
Calculo del resalto (S. Rectangular)
y1 
 1  8  Qd

2
P  Hr 
V2
 z1  y1 
Q2
 hf y2   1
1
2 g Lr  y1 
2 2  g  Lr 2  y 3 
2g  
La primera ecuación se resuelve utilizando aproximaciones sucesivas, para el caso se ocupó
solver en Excel. Otra forma de calcular el conjugado menor es la siguiente:
Q
Lr To = Z0 + P1 + Hr + Vc2/(2g) (Se puede comprobar)
y1 
k  2  g  (To  y1 )
Determinado los tirantes conjugados se determinan la longitud del desripiador, determinado
la longitud del salto por diversos autores:
Pavlovski Ba khmetev Safranetz:
Lr  b
L
2 tan(12.5)
Luego se determina la longitud del vertedero sumergido de salida del desripiador
considerando que existe un factor K de contracción
Q  S  M  Bv  H 3 / 2
Longitud con factores promedio

7. Longitud con factores críticos
2.3. Transición desripiador canal de aducción
b1  b2
L
2 tan(12.5)
Las pérdidas de energía que se producen en una transición se deben a la fricción y al cambio
de velocidad. La primera es pequeña y puede ser despreciada en cálculos preliminares. La
segunda es una función de la diferencia entre las cargas de velocidad.
Siempre que sea posible, conviene que la entrada de la transición tenga un calado que arroje
igual sección viva que la sección de salida, sin embargo esto no es posible en la mayoría de los
casos por ello se determina de la siguiente forma:
Velocidad de aproximación al vertedero Debe cumplirse
(y2, paramento mínimo aguas abajo)
z V2
Q y2  0 Z0  Z 
V 0.70 2g
Bv * ( Hvr  P1)
El calado al comienzo de la transición es: no puede ser menor que: d1= Hnr+y2 ;
Hnr=Hvr-Z
A  d1 * Bv
Qd
V1 
A

8. 2.4. Canal de salida (Sección MEH, trapeciodal) (b2)
Se determina el calado en canal de salida conociendo la pendiente dada por la topografía y la
sección que se pretende utilizar, para el caso de esta hoja electrónica se utilizó una sección
trapezoidal que puede llegar a una sección rectangular cuando z=0.
Tomando la ecuación de Chézi Manning y la relación de máxima eficiencia hidráulica para
una sección trapezoidal se obtiene el calado
MEH 2
8  
nQ2 3
 
 

 
1 b d 3
Q  A. R 2 / 3 J 1/ 2  2 1 z2  z R d
n d 2 J 2 z2 1  z
Por ultimo en canal de salida determinamos la velocidad dividendo la ecuación de Chézi
Manning para el área y se determinan las diferencias entre las cargas de velocidades.
1 2 / 3 1/ 2
V2  R J
n
V2  V1
2 2
h
2g
Con el objetivo de darle al flujo un movimiento hidrodinámico se utilizó una transición
circular compuesto por dos arcos de círculo curo radio de determina con:
LT
R
2sen(2 )
Tomando la geometría de la transición y considerando el radio anterior las ecuaciones para
determinar el ancho a una distancia x desde el inicio de la transición son:
Arco 1 Arco 2
 
b  2 * ( LT * tan( )  R  R 2  x 2 )  b2 
b  2 * R  R 2  LT  x   b2
2

Los resultados que se obtienen en la hoja electrónica de dan a través de un esquema:

9. Utilizando factores promedio
Arco 1 ( Primera mitad)

b  2 * ( LT * tan( )  R  R 2  x 2 )  b2  X
0.500
b
2.239
b  2 * ( LT * tan( ) 
1.000 2.023
1.500 1.645
Arco 2 ( Segunda mitad)
b  2* R   R 2  LT  x 
2
 b 2
X
2.000
b
1.268
2.500 1.051
3.000 0.980
Utilizando los factores menores o críticos
Arco 1 ( Primera mitad)

b  2 * ( LT * tan( )  R  R 2  x 2 )  b2  X
0.667
b
2.659
1.333 2.370
2.000 1.867
Arco 2 ( Segunda mitad)
b  2* R   R 2  LT  x 
2
 b 2
X
2.667
b
1.363
3.333 1.074
4.000 0.980

10. Se puede apreciar las diferencias claramente establecidas en los resultados al tener la opción
de poderlo realizar por dos formas.
2.5. Perfil en la solera
Se supone que la variación de la superficie (perdida de carga en la transición) sigue dos curvas
parabólicas tangentes entre sí en la mitad del tramo y tangentes a la horizontal a la entrada y
a la salida de la transición.
Los valores de las pérdidas en la superficie contadas desde un punto a la entrada de la
transición están dados por las ecuaciones:
1 mitad 2 mitad
2y 2 2y
y 2
x y  y  2
x  LT 2 : ∆y=Z
LT LT
Utilizando factores promedio
Para la primera mitad de la trasición ( Primer arco)
x y Cota_ fondo
2y 0.500 0.009 1000.391
y  2
x 2
1.000 0.035 1000.365
LT 1.500 0.078 1000.322
Para la segunda mitad de la trasición ( Segundo arco)
2y
x  LT 2
x y Cota_ fondo
y  y  2 2.000 0.121 1000.279
LT 2.500 0.147 1000.253
3.000 0.156 1000.244

11. Utilizando los factores menores o críticos
Para la primera mitad de la trasición ( Primer arco)
x y Cota_ fondo
2y 0.667 0.009 1000.391
y  2
x 2
1.333 0.037 1000.363
LT 2.000 0.083 1000.317
Para la segunda mitad de la trasición ( Segundo arco)
2y
x  LT 2
x y Cota_ fondo
y  y  2 2.667 0.129 1000.271
LT 3.333 0.157 1000.243
4.000 0.166 1000.234
Los esquemas obtenidos en la hoja electrónica son los que convenientemente tocaría darle
al perfil en la solera en la transición.
2.6. Canal Desfogue
Se determina el calado en canal de desfogue para lo cual se basó en que este no bebe ser
mayor al paramento 1 del vertedero de salida del desripiador con el objetivo que en lavado
no entre nada al canal de aducción.

12. Q V 2n2
V J
A R4/3
Ydes<=P1del Vertedero de salida QL(limpieza 2*Qd)
n=0.025 (debido a la presencia de piedras en el fondo. bdesf (impuesto),A, R
Si el gradiente del río es superior a este valor, quiere decir que está bien. Si es inferior
entonces hay que aumentar el ancho del canal o levantar el fondo del desripiador o ambas
cosas.
Además el ancho debe ser suficiente para que pasen las piedras grandes y que la velocidad del
agua no debe ser inferior a 2 m/s para que pueda arrastrarla.
2.7. Compuerta Desripiador
Las compuertas son un caso de orificios grandes, es decir, aquellos en los que la dimensión
vertical "a" es apreciable, comparada con la carga H sobre el centro de gravedad.
Generalmente se consideran como tales aquellos en los que esta relación a/H es mayor de
0.1.
Para compuerta libre que tiene un alto a y ancho b tenemos que el caudal está dado por:
 V2  a
Q  k e ab 2 g H 
  (e  a ) 

 0.1
 2g  H
Considerando la suposición den canal de desfogue el valor de viene dado por:
a=asumido=ydesf
Los valores de e para las relaciones a/H se tomaron del libro de Krochin y se muestran a continuación.
a/H e a/H e
0.00 0.611 0.55 0.650
0.10 0.615 0.60 0.660
0.15 0.618 0.65 0.675
0.20 0.620 0.70 0.690
0.25 0.622 0.75 0.705
0.30 0.625 0.80 0.720
0.35 0.628 0.85 0.745
0.40 0.630 0.90 0.780
0.45 0.638 0.95 0.835
0.50 0.645 1.00 1.000

13. Par la interpolación de en esta tabla se determinó una ecuación de correlación de todos datos
de la tabla anterior con la ayuda de la hoja electrónica, obteniéndose una ecuación de sexto
grado cuyo coeficiente de correlación de datos fue de 0.998.
H = cota cresta del vertedero Desripiador - cota de la parte inferior compuerta + carga
sobre la cresta del vertedero
Los resultados se muestran esquemáticamente al inicio como se describió previamente.
Además en caso de no cumplirse con la pendiente del canal de desfogue, la velocidad de
lavado o el caudal que fuga por la compuerta la hoja electrónica automáticamente a través de
un comentario provee una la alternativa para conseguir las dimensiones teóricas de estos
elementos.
3. Vertederos de Rebose
3.1. Creager
Entre las ventajas del perfil tipo Creager están las siguientes:
• El azud de derivación tiene una sección transversal trapezoidal que ayuda a su estabilidad.
• Flujo estable, sin vibraciones, sin desprendimiento ni entradas de aire.

14. • Reduce la presión sobre el cimacio (parte superior del paramento).
• El perfil Creager está sometido a una presión casi nula en todos sus puntos
Q  C  L  Ho
3/ 2
2/3
 Q 
Ho   
CL
C=2 aproximadamente (M. Villón)- 2.21 (krochin)
El coeficiente de descarga (C) varía de acuerdo a los siguientes factores:
• La profundidad de llegada.
• La relación de la forma real de la cresta a la de la lámina ideal.
• El talud del paramento aguas arriba.
• Interferencias del zampeado (lavadero) de aguas abajo.
• Tirante o profundidad de la corriente de aguas abajo.
Se lo puede tantear siguiendo lo descrito a continuación:
Según Gehy obtuvo las ecuaciones para el coeficiente de descarga Co (ver Figura 12) en
función de la relación P/Ho, donde P es la altura del paramento de aguas arriba, y Ho la
carga de diseño sobre el vertedero, siendo Ho = He.
2
 Q 

 P  Ho  L 

Ha   
2  9,81
Hd = Ho - Ha
 P 
2
 P    P  
C0  2.025     1.8     1.704  0  
 H   0.5

 Hd   Hd    0 
 P 
2
 P    P  
C0  0.034     0.145     2.031  0.6  
H   2.5
 Hd   Hd    0 
 P  
C0  2.18  
 H   2.5

 0  

15. La corrección del factor Co se puede determinar mediante la ecuación
2
 Hd 
3
C2  0.212  
 H   0.788
 C  C0  C2
 0
La altura de agua sobre la cresta del vertedero (y por ende la velocidad horizontal) según
Bazin es:
Q C
Vh  
1/ 2
d  0.69 H o Ho
L  d 0.69
Para una primera aproximación, se puede calcular el perfil del azud basándose en tablas
como la calculada por Ofizeroff, la cual ha sido calculada para Ho=1.0 m., o sea que para un
Ho.
X Ordenada inferior de la lámina Ordenada del azud Ordenada superior de la lámina
0.0 0.126 0.126 -0.831
0.1 0.036 0.036 -0.803
0.2 0.007 0.007 -0.772
0.3 0.000 0.000 -0.740
0.4 0.007 0.006 -0.702
0.6 0.063 0.060 -0.620
0.8 0.153 0.147 -0.511
1.0 0.267 0.256 -0.380
1.2 0.410 0.393 -0.219
1.4 0.591 0.565 -0.030
1.7 0.916 0.873 0.305
2.0 1.310 1.235 0.693
2.5 2.111 1.960 1.500
3.0 3.094 2.824 2.500
3.5 4.261 3.818 3.660
4.0 5.610 4.930 5.000
4.5 7.150 6.460 6.540
Sin embargo se puede determinar el perfil con la ayuda de la siguiente ecuación tomada del
texto de pequeñas presas.
n
y  x 
 k 
H 

Ho  o 
Donde k y n con (ha/Ho) en la figura 187, Presas Pequeñas, página: 304

16. Determinamos los radios R1 y R2 en función de (R1/Ho) y (R2/ Ho) de tablas dadas en
texto de diseño de pequeñas presas pág. 305, fig. 187

17. Los valores de R1 y R2 son respectivamente los radios mayores y menor de la creta aguas
arriba y que conecta con el paramento, para nuestro diseño en la hoja de Excel se ha
considerado un paramento vertical. Los resultados del perfil Creager tanto por aproximación
como por la ecuación se muestran continuación:
Por aproximación
0.000 1.000 2.000 3.000 4.000 5.000
-2.000
-1.000
0.000
1.000
2.000 Perfil azud creager
Lamina inferior
3.000
Limite Superior
4.000
5.000
6.000
7.000
8.000
Por Ecuación
0 0.5 1 1.5 2 2.5
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
1.2
1.4
1.6
1.8
2

18. Al utilizar el perfil Creager por la ecuación es necesario determinar el punto de tangencia
P.T, entre la curva dada por la y el tramo recto del vertedero dado en función de un
pendiente cuyo valor varía de acuerdo a los requerimientos técnicos del sitio. En al caso de
la hoja electrónica diseñada es necesario que el usuario introduzca la pendiente H:V del
tramo recto del vertedero con lo cual se calcula automáticamente el P.T.
3.2. Radio de la Gola (Para cambiar de dirección el agua en forma paulatina)
El radio de la gola que se da al pie del vertedero aguas abajo se lo determina en función dela
altura del paramento y la carga Hd.
(h=Hd)

19. 4. Perfil WES (Captación sumergida o de fondo)
Con base en los datos del United States Bureau of Reclamation, el cuerpo de ingenieros de
los Estados Unidos (U.S. Army Engineers Waterways Experiment Station) ha desarrollado
varias formas estándar, representadas por la anterior ecuación:
Los valores de n y k para diferentes inclinaciones del paramento se toman de tabla anterior
tomada del texto de Ven Te Chow
Para vertederos de pared gruesa (Tomado del texto de Materon-Ecuación de Francis) se
determina la carga de diseño.
2/3
 Q 
Hd  
 C.L 

Se determina el efecto de la velocidad con:
 P / Hd  1.33 Velocidad despreciable → He=Hd
 P / Hd  1.33 Velocidad apreciable → He=Hd+Ha
De acuerdo con el texto de Ven Te Chow para vertederos de rebose tipo WES, la ecuación
del caudal que vierte es:
Q  CLH e
1.5
Donde He=Hd+Ha:
 P / Hd  1.33 He=Hd y C=Cd=4.03 (2.225)
 P / Hd  1.33 El coeficiente se ve afectado, He=Hd+Ha

20. En la siguiente figura se muestran otras Formas estándares de perfiles WES
Al igual que el perfil Creager se determina el punto de tangencia (P.T) del tramo recto en
función del valor de entrada de la pendiente del tramo recto que estará a criterio del
diseñador, además también con ayuda de las tablas anteriores se encuentra el radio de Gola
o cubeta.
En la hoja electrónica el cálculo del perfil WES se encuentra diseñada para una captación
sumergida, todas las tablas auxiliares necesarias para llegar al perfil final se encuentran
calculas internamente y se muestran a continuación:

21. El resultado de las operaciones adjuntas en los cuadros anteriores genera el perfil.
-0.5 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3
0
0.5
1
1.5
2
2.5 PERFIL TIPO WES
5. Diseño del pozo de amortiguación o colchón de aguas (mediante un vertedero de
cresta ancha o diente al final del zampeado, proceso descrito en Materon)
El pozo de amortiguación es una estructura corta pavimentada, situada al pie del aliviadero
con el objeto de producir y retener el resalto hidráulico, y para convertir el flujo supercrítico
en subcritico, condición para no generar la socavación de la estructura aguas abajo.
Primero se determina la altura del vertedero de cresta ancha o diente al final del zampeado
para ello determinamos la velocidad del flujo teórica a la salida de un vertedero de rebose
(Tomado de Ven Te Chow pág. 374).

22. V1  2 g (Z  .5H )
Con la velocidad teórica se determina la altura o calado del agua a la salida por continuidad.
Q
y1  max imo
V 1.B
Se determina el número de Froude en esta esta sección por:
V1
F1 
gY 1
En base a la gráfica siguiente se determina la relación entre la altura del diente y el caldo al
pie del vertedero
En la hoja electrónica en este punto el usuario no tiene la necesidad de leer y aproximar la
relación, para ello se toma la ecuación que representa la gráfica anterior la misma que se
resolvió por aproximaciones sucesivas mediante solver de Excel con lo solo es necesario
actualizar el solver y la relación exacta se toma para el cálculo siguiente.
Posterior se determina el calado mayor producido en relato al pie del vertedero de rebose
 
3 o
 h / Y1   Y 2 h 
2,667 F1 1   
2
Y2  0.50 Y1 1  8F1  1
2
 Y 2 / Y 1  Y 1 Y 1
  

23. Se estima el valor de y3 para asegurar las condiciones de producción y retención del resalto
hidráulico y el régimen subcritico aguas abajo, este debe cumplir que:
2y  h h  y3  y 2
y3   2
 3  
Para el cálculo de la longitud del zampeado o colchón amortiguador (L) se toma que esta
debe ser por lo menos igual a la longitud del resalto.
Bureau of R
Pikalov
L  4 Y1 1  2 * Fr 2
Safranetz
L  4.5 * y2
Otros
L  5 * (h  y3 ) L  6.9 * ( y2  y1 )
Bakhmetev – Maztke
L  5 * ( y2  y1 )
Pavloski
L  2.51.9 y2  y1 
6. Estabilidad del azud (Conocidas las dimensiones del azud)
Son poco frecuentes los azudes apoyados en roca y por lo general el lecho del río está
compuesto por arena, grava o arcilla. Por lo cual es necesario comprobar la estabilidad del
azud para que las fuerzas a que estará sometido no produzcan hundimientos, deslizamiento o
volcamiento.

24. Carga de agua en crecida: Z = P + H max
Los suelos que sirven de fundaciones para obras hidráulicas son permeables en la mayoría de
los casos pues solamente suelos rocosos y arcillas compactas pueden ser considerados
impermeables. El agua al moverse por los poros del suelo ejerce presiones sobre las partes de
la construcción que están en contacto con ellas.
Por lo tanto en el cálculo de azudes uno de los primeros problemas que hay que resolver es el
espesor del zampeado para que la estructura funcione satisfactoriamente. Para esto existen
varios métodos, del cual se siguió el método de la variación lineal de la presión o método de
Bligh descrito a continuación.
Se observa que la mínima subpresión se produce cuando el dentellón está al principio y va
aumentando hasta llegar al máximo, en la posición del dentellón al final.
Universidad Nacional de Cuyo Obras Hidráulicas I Facultad de Ingeniería
Valor de la subpresión con que calculamos el espesor correspondiente a la sección crítica,
que es donde termina la Gola.

25. H2
S( (Ls - X)  H2) w
Ls
Donde Ls es la longitud total desde H1 hasta H2 y X es la distancia donde se calcula la
supresión, generalmente se la calcula en la sección crítica o sección final del pie del vertedero.
7. Profundidad del dentellón al final del zampeado
La profundidad de este dentellón debe ser mayor que la profundidad de la socavación
producida por la erosión. La magnitud de la erosión puede ser calculada E.A. Zamárin según
la cual
q
Y4  d o  V  V1  n R
v
V1 - velocidad admisible máxima para los materiales que forman el cauce
R - radio hidráulico.
EI valor de n:
 Para cauces de arena, loess y grava es igual a n = 2 + R con un máximo de n = 6
 Para cauces de canto rodado n = 2.5 + 0.5×R con un máximo de n = 5
En el caso de que el dentellón no llegue a tener un valor igual o mayor que r es conveniente
proteger el cauce después del zampeado con una capa de piedra.
8. El espesor necesario del zampeado (Tomado del libro de Diseño Hidráulico de
Krochin-pág. 69)
De acuerdo al método de la variación lineal de la presión o método de Bligh el espesor es:
S
t
W 1
Este espesor se varía según la supresión en el punto considerado, en la hoja electrónica de
Excel diseñada se calcula el espesor t en función de la supresión en el pie del azud.

26. 9. Calculo del empuje
La variación del empuje del agua sobre el cuerpo del azud cuando este está vertiendo agua
por arriba de su cresta se muestra en el esquema adjunto.
E  A   agua  ( A1  A2 )   agua
1 1
A1  ( P  H e ) 2  H 2
2 2
1 2 1 2
A2  He  h
2 2
El procedimiento utilizado para el empuje se basa en que este se encuentra en el centro de
gravedad y esta medido desde el pie del paramento del azud aguas arriba.
P  3H e  P 
Y  
3  2H e  P 
 
10. Peso del Azud (por metro lineal d ancho) y ubicación de su resultante
Para el cálculo del peso del azud se determinan las áreas de los diferentes elementos que
componen el azud para lo cual se dividió en tres partes puntuales, las áreas determinadas en
los tramos curvos si bien se pueden aproximar por trapecios sin embargo están resueltos por

27. integrales obteniéndose resultados más precisos. Además para el cálculo de la ubicación de
este peso de determina el centro de gravedad de la figura compuesta tomando como punto
centro de momentos el que se indica en el esquema donde se indican todas las dimensiones
calculadas previamente en el azud.
Los resultados de la ubicación se muestran en la hoja electrónica” Bocatoma de fondo” así
como los límites admisibles donde se debe encontrar el peso resultante del azud, para ello se
utilizó funciones lógicas donde se señala cualquier en una de las dimensiones.
11. Chequeo al deslizamiento (Coeficiente de seguridad al deslizamiento. Tomado del
texto de Krochin-pag.59)
El factor de seguridad al deslizamiento siempre se cumple ya que todos los azudes tienen un
dentellón que los ancla al terreno y para que el azud se deslice debería primero fallar el
dentellón, situación difícil que sucede si la obra fue bien construida.
Sin embargo para comprobar lo anterior se estima este factor a través de:
W  S 
Fsd   f
 E 

28. Los valores de f se pueden tomar de
12. Chequeo al volcamiento (factor de seguridad al volcamiento)
Ordinariamente el azud que resiste el deslizamiento es estable, pero puede comprobarse
también al volcamiento.
M resistente wX 1
Fsv  
M motor E. y  S . X 2
Ambos factores se determinan en la hoja de cálculo y así mismo si uno no se encuentra
dentro de los límites permitidos se expresa a través de una función lógica.
13. Diseño de la rejilla de fondo
Para terminar con el diseño de una bocatoma de fondo o sumergida descrita en la hoja
electrónica “Bocatoma de fondo”, nos falta por ver el diseño de la rejilla y galería para lo cual
se siguió el proceso descrito en documento de diseño hidráulico de estructuras del Ing. José
García.
Bocatoma de fondo tipo mostkov
“Mostkov propuso una fórmula de cálculo para bocatomas con inclinación de rejilla hasta de
20º y así facilitar el paso de las piedras arrastradas por el fondo, pero de acuerdo a Bouvard,
la inclinación de la rejilla podría llegar hasta 40º.”

29. De acuerdo con esto mostkov propuso la utilización de rejillas con barras de sección
rectangular o trapecial con la base mayor hacia arriba, colocadas paralelamente en la
dirección del flujo. No aconseja las barras redondas por obstruirse más rápidamente y por la
dificultad de limpieza.
El caudal captado es igual a:
Q  3.20  CK   b  L3 / 2
3/ 2
El coeficiente K que reduce el área total en área efectiva disponible para el caso del agua está
dada por:
s
k  (1  f )
st
Siendo C el coeficiente de contracción
C  C0  0.25i
Varía en función de la disposición de los hierros dela rejilla. Su valor depende de la
inclinación de la rejilla con la horizontal.
Finalmente el ancho de la rejilla se calcula escogiendo un valor de Longitud de rejilla (L), tal
que permita aprovechar la longitud de las platinas comerciales .
0.313 Q
b
(C  K ) 3 / 2 L3 / 2
Finalmente la a altura de la cresta del azud a los lados de la rejilla para el caudal de diseño
Ho es:
Q  2.55kCbL Ho
Las ecuaciones anteriores y el método utilizado fue aplicado en las hoja electrónica
“bocatoma de fondo” en donde al final se registran las dimensiones delas rejilla en la cual se
condiciona al ancho del cauce, para lo cual una función lógica analiza y emite el comentario
necesario si las dimensiones están dentro las características físicas del cauce.

30. 13.1. Diseño de la galería
De las diferentes metodologías para una el diseño de una captación sumergida en la hoja
“bocatoma de fondo” se siguió el procedimiento denominado: otra Metodología para el
dimensionamiento de la Galería o Canal Recolector.
Para este método se dimensionan los siguientes parámetros:
- Ancho canal (b)
- Longitud (L)
- Pendiente del fondo (So)
- Profundidad del flujo a la entrada (H1) y a la salida (H2).

31. Entonces la profundidad a la entrada H1 y la de salida H2, se calcula con el siguiente
procedimiento descrito.
Se determina el tirante criticó considerando una sección rectangular
Q2
Yc  3 Vc  gYc
gb 2
Se estima el calad al final del canal como sigue la siguiente ecuación con el fin de que no se
produzca resalto
H 2  1.1yc
Por último se estima el calado al inicio de la transición con la ecuación:
2Yc 3 L.S 2 2
H1   (H 2  )  L.S
H2 3 3
Otros métodos a continuación se describen para el cálculo de la rejilla, que al igual que el
anterior siguen siendo aproximaciones y se encuentran la hoja electrónica “E. Aplicación
6(Bocatoma sumergida)”.

32. 13.2. Diseño de la galería de toma tipo Zamarín.
Como una primera aproximación se puede seguir este método para pre dimensionar la
galería de toma.
13.3. Diseño de la Galería de toma tipo Hinds
El método se basa en la ley de la conservación de la cantidad de movimiento. Se asume, al
igual que en el método de Zamarín, que la energía del agua que pasa por la rejilla se disipa
totalmente en la mezcla turbulenta dentro de la galería de toma. Este método es
complementario del de Zamarín.
En la hoja de cálculo mostrada se aplican ambos métodos los mismo que se complementan y
su precisión dependen del numero d secciones tomadas.
14. Desarenadores
Desarenador es una obra hidráulica que sirve para separar y remover después, el material
sólido que lleva el agua de un canal. Los desarenadores cumplen una función muy
importante y por esto, salvo casos especiales de aguas muy limpias.
En la hoja electrónica “E. Aplicación 3(Desarenador)” se muestra el cálculo automatizado de
un desarenador de lavado intermítente.
15. Bibliografía
 Diseño Hidráulico. Sviatoslav Krochin
 Capítulo 17 del texto: Hidráulica de canales abiertos. Ven Te Chow.
 Capítulo 3 del texto: Obras Hidráulicas Rurales de Hernán Materon.
 Universidad Nacional de Cuyo, Obras Hidráulicas I, Facultad de Ingeniería.
 Corrección de Torrentes Y Estabilización de Cauces de F. López Cadenas de Llano
(Pag. 105).
 Diseño Hidráulico de Estructuras de Ing. José García (Tabla propuesta por Ofizeroff)