Estudio Impacto Ambiental_3_1

Proyecto de Emisario de Gorliz. Tramo Submarino

P0720-SR-PBC-EIA001-V04.doc Estudio de Impacto Ambiental 311

ANEXO Nº 3. TRABAJO DE ASESORAMIENTO PARA LA REDACCIÓN DEL PROYECTO DEL EMISARIO DE GORLIZ (UNICAN)

TRABAJOS DE ASESORAMIENTO PARA LA REDACCIÓN DELPROYECTO DEL EMISARIO DE GORLIZ

ÍNDICE I

ÍNDICE

1. INTRODUCCIÓN Y OBJETIVOS ............................................................1

2. DATOS DE PARTIDA.................................................................................2

2.1. ZONA DE ESTUDIO ...................................................................................2 2.2. DATOS BATIMÉTRICOS Y GEOFÍSICOS. ....................................................4 2.3. DENSIDAD DEL AGUA DEL MEDIO RECEPTOR ..........................................4 2.4. CARACTERÍSTICAS DEL EFLUENTE ..........................................................5 2.5. DINÁMICA MARINA .................................................................................6

2.5.1. Marea astronómica ........................................................................6

2.5.2. Viento..............................................................................................8

2.6. ZONIFICACIÓN DE USOS. .........................................................................9 2.7. ALTERNATIVAS DE ESTUDIO .................................................................10

3. MODELADO DE LA HIDRODINÁMICA MARINA ...........................12

3.1. CALIBRACIÓN DE LOS MODELOS HIDRODINÁMICOS..............................13 3.1.1. Análisis de datos oceanográficos .................................................13

3.1.2. Calibración de los modelos hidrodinámicos................................17

3.2. CORRIENTES GENERADAS POR LA MAREA ASTRONÓMICA ....................25 3.3. CORRIENTES GENERADAS POR EL VIENTO.............................................29

4. DISEÑO AMBIENTAL DEL EMISARIO ..............................................32

4.1. INTRODUCCIÓN .....................................................................................32 4.2. DILUCIÓN INICIAL .................................................................................33

4.2.1. Introducción. ................................................................................33

4.2.2. Formulación del fenómeno de dilución inicial.............................34

4.2.3. Modelos utilizados en el estudio. .................................................35

4.2.4. Resultados.....................................................................................40

4.3. MODELADO DE DISPERSIÓN DEL VERTIDO ............................................41 4.3.1. Introducción. ................................................................................41

4.3.2. Metodología utilizada...................................................................41

4.3.3. Modelado de la evolución de las sustancias en el medio marino.45

4.3.4. Casos estudiados ..........................................................................47

4.3.5. Resultados.....................................................................................48

5. ESTUDIO HIDRÁULICO.........................................................................55

5.1. INTRODUCCIÓN .....................................................................................55 5.2. DEFINICIÓN DEL EMISARIO SUBMARINO Y EL TRAMO DIFUSOR ............56


ÍNDICE II

5.3. PÉRDIDAS DE CARGA .....................................................................57 5.4. VELOCIDAD CRÍTICA DE LIMPIEZA DE LA TUBERÍA.............57 5.5. TIEMPO DE LIMPIEZA.............................................................................58 5.6. PERIODICIDAD DE LIMPIEZA..................................................................59 5.7. LIMPIEZA DE BURBUJAS DE AIRE DEL EMISARIO ...................................61

6. OLEAJE DE DISEÑO Y PROTECCIONES ..........................................63

6.1. ESTABLECIMIENTO DEL OLEAJE DE CÁLCULO.......................................63 6.1.1. Periodo de retorno .......................................................................63

6.1.2. Determinación del oleaje de diseño. ............................................67

6.2. DIMENSIONAMIENTO DE ESCOLLERAS DE PROTECCIÓN........................69

7. RESUMEN Y CONCLUSIONES .............................................................72

ANEJO 1. DESCRIPCIÓN DE LOS MODELOS NUMÉRICOS H2D Y H2DZ ANEJO 2. TRABAJOS DE CALIBRACIÓN DE LOS MODELOS HIDRODI-

NÁMICOS EN LA ZONA DE GORLIZ ANEJO 3. CORRIENTES DE MAREA ANEJO 4. CORRIENTES DE VIENTO ANEJO 5. DISPERSIÓN DEL VERTIDO ANEJO 6. DESCRIPCIÓN DEL MODELO HIDRÁULICO EPANET ANEJO 7. MODELO HIDRÁULICO DEL EMISARIO


Memoria 1

1. INTRODUCCIÓN Y OBJETIVOS

En Septiembre de 2006 la empresa SAITEC, S.A, solicitó al Departamento de Ciencias y Técnicas del Agua y del Medio Ambiente de la Universidad de Cantabria, una asistencia técnica para la redacción del proyecto del emisario submarino de Gorliz. El contenido de la asesoría técnica solicitada está relacionado con el dimensionamiento hidráulico y medioambiental de un nuevo emisario submarino para el saneamiento integral del río Butrón. Este nuevo emisario dará salida al vertido de la EDAR de Gorliz, que recoge actualmente el saneamiento de las aguas residuales de los municipios vertientes al estuario formado por dicho río, re-emplazando el emisario actual. Este informe recoge los trabajos realizados al respecto por la Universidad de Cantabria, centrados en el análisis ambiental de alternativas de vertido por emisario, el diseño del tramo difusor, el estudio hidráulico del emisario y la definición del oleaje de diseño y peso de las escolleras de protección. Como datos de partida se tiene una campaña oceanográfica que consta de una caracterización del medio acuático receptor, una campaña batimétrica y geofísica. El análisis de la dispersión de un vertido en aguas costeras es una tarea compleja, que requiere de la utilización de herramientas numéricas.

En los siguientes apartados se describe los modelos numéricos empleados, que han sido desarrollados por la Universidad de Cantabria y ampliamente utilizados y validados en estudios de similares características en diversos puntos de la geografía de la Península Ibérica.

El conjunto de los trabajos indicados han sido desarrollados por los Dres. Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos D. Andrés García Gómez y D. César Álvarez Díaz y el Ingeniero Ambiental D. Jorge Rojo Gómez, con la dirección del Catedrático de Ingeniería Hidráulica D. José A. Revilla Cortezón.


MEMORIA 2

2. DATOS DE PARTIDA

2.1. ZONA DE ESTUDIO

La zona de estudio se halla enmarcada en la costa Cantábrica al Norte de España, situada al Este de Bilbao, correspondiente con la franja costera situada entre la Punta Galea y Cabo Villano, en la que se incluyen la salida del Abra de Bilbao y la ría de Plentzia (ver figura 1). Esta franja litoral, en la que se ubicará el punto de vertido del emisario, se caracteriza por la presencia alternada de acantilados y playas que bordean la costa como puede apreciarse en la fotografía aérea (figura 2), entre las que destaca, por su proximidad al emisario, las playas de Gorliz y Plentzia fotografiadas en la figura 3.

Figura 1. Batimetría de la zona de costa objeto de estudio. Fuente: Carta náutica 942 del Instituto Hidrográfico de la Marina.


MEMORIA 3

Figura 2. Fotografía aérea de la zona de estudio.

Figura 3. Imágenes de las playas cercanas a la zona de ubicación del emisario.

Playa de Gorlliz

Playa de Plentzia

Playa de Muriola

Playa de Barrika

Playa de Meñacoz


MEMORIA 4

Playas de Gorliz a la izquierda y Plentzia a la derecha. (Fuente: Página Web del Ministerio de Medio Ambiente, guía de playas. www.mma.es/secciones/acm/aguas_marinas_litoral/guia_playas).

2.2. DATOS BATIMÉTRICOS Y GEOFÍSICOS.

Los datos batimétricos de la zona objeto de análisis se han obtenido de las cartas náuticas números 940 y 941 del Instituto Hidrográfico de la Marina. Dicha información se ha completado con los datos batimétricos recogidos en la campaña de campo realizada específicamente en la zona y que se recoge en la figura 4.

Figura 4. Batimetría de detalle de la zona de ubicación del emisario submarino

2.3. DENSIDAD DEL AGUA DEL MEDIO RECEPTOR

En lo que se refiere a los perfiles verticales de densidad, se dispone de los indicados en la figura 5. Estos datos corresponden al área costera de San Sebastián y fueron tomados en unas campañas de campo realizadas en 1992.


MEMORIA 5

Figura 5. Perfiles de densidad en la columna de agua.

2.4. CARACTERÍSTICAS DEL EFLUENTE

El emisario está previsto que en un futuro evacue los caudales procedentes de la EDAR de Gorliz, en la que la mayor parte del caudal (hasta 240 l/s) recibirán previamente a su descarga al medio receptor un tratamiento biológico con desinfección. Los caudales que se verterán a través del emisario submarino son los que se indican en la tabla 1.

Caudal Caudal (l/s)

Máximo* 350-811

Punta** 151

Medio 91

Mínimo 55

* Caudal máximo por emisario con alivio en costa y sin alivio * Caudal que sólo se supera el 5% del tiempo

Tabla 1. Caudales de vertido a través del emisario submarino de Gorliz.


MEMORIA 6

El efluente de la planta estará compuesto fundamentalmente por aguas residuales urbanas. Para los cálculos que se presentan en este estudio se ha considerado, del lado de la seguridad, una concentración de indicadores de contaminación fecal en el efluente desinfectado de 104 CF/100 ml y en el efluente sin desinfección de 107 CF/100 ml.

2.5. DINÁMICA MARINA

2.5.1. Marea astronómica

Recibe el nombre de marea el movimiento de las grandes masas de agua de la superficie terrestre originado por las interacciones de tipo gravitatorio con los cuerpos celestes más cercanos, principalmente la Luna. Al tratarse de una composición de movimientos periódicos, la respuesta del nivel del mar conserva dicha periodicidad y su variación en un punto se puede modelar por medio de un sumatorio de senoides de frecuencias conocidas y de amplitudes y desfases incógnitas. Este enfoque de estudio local de la marea recibe el nombre de análisis armónico. Para llevar a cabo este análisis es necesario disponer de un registro de datos de nivel en un punto determinado, siempre cubriendo más de un mes de observación y con al menos una decena de puntos por cada ciclo de marea. Con dicho registro se puede proceder a un ajuste por mínimos cuadrados de las funciones elegidas, obteniéndose de él la amplitud y el desfase de cada componente.

A modo de ejemplo, de estos ajustes, en la tabla 2 se recogen los armónicos

principales de la onda de marea en la costa cantábrica, registrados por los

mareógrafos de la Red de Puertos del Estado (figura 6).

En los últimos años se han desarrollado numerosos modelos para caracterizar la onda de marea en todo el mundo. A partir de la puesta en órbita del satélite TOPEX / Poseidón se han generado grandes bases de datos con información del nivel del mar, que son utilizados por estos modelos para la representación de la onda de marea. Se ha seleccionado el modelo AG95.1 desarrollado por Andersen et al. (1995) que utiliza la base de datos “Grenoble”. Dicha base trabaja con trece armónicos de marea (M2, S2, K2, L2, N2, T2, MU2, NU2, 2N2, K1, O1, P1 y Q1) y puntos de una malla equidistante 0,5º x 0,5º. La información


MEMORIA 7

proporcionada por dicha base se ha transferido a la zona de estudio mediante un algoritmo de interpolación.

Figura 6. Ubicación de los mareógrafos en la costa española. (Fuente: Puertos del Estado).

COMPONENTES PRINCIPALES (m)

MAREÓGRAFO M2 S2 K1 O1 N2 P1 K2 Q1

Bilbao 1.325 0.464 0.066 0.071 0.280 0.021 0.132 -

Santander 1.343 0.464 0.066 0.070 0.282 0.021 0.130 -

Gijón 1.315 0.459 0.068 0.072 0.276 0.021 0.131 0.072

Coruña 1.198 0.421 0.075 0.066 0.254 0.025 0.117 -

Vigo 1.123 0.388 0.076 0.065 0.238 0.025 0.110 -

Tabla 2. Armónicos de la onda de marea registrada por los mareógrafos de la costa atlántica

española (amplitudes en cm) Fuente: Puertos del Estado.


MEMORIA 8

Con base en la información contenida en dicha base de datos se ha obtenido el régimen de nivel de marea astronómica en la zona de estudio. La variación del nivel del mar debida a la acción de este fenómeno se muestra en la figura 7.

7/15/06 7/22/06 7/29/06 8/5/06 8/12/06 8/19/06 8/26/06 9/2/06 9/9/06 9/16/06

-2.5

-2.0

-1.5

-1.0

-0.5

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

Niv

el (

m)

Figura 7. Onda de marea obtenida a partir de la base de datos de Grenoble

2.5.2. Viento

La distribución de la dirección e intensidad del viento en la zona costera objeto de estudio se resume en la figura 8, recogida en la R.O.M. 04.95.- Acciones Medioambientales. Viento.

Figura 8. Rosa de viento.


MEMORIA 9

Dicha información se presenta clasificada en la tabla 3. En ella puede observarse que se tiene en cuenta, además de viento en calma, dos situaciones: vientos moderados (entre 2 y 8 m/seg) y vientos fuertes (más de 8 m/seg). Velocidad

(m/s) N NE E SE S SW W NW Calma Total

2 - 8 4,92 7,02 7,36 3,46 3,03 6,00 8,55 7,98 --- 48,32

> 8 3,24 4,42 4,11 1,89 1,54 4,67 9,21 6,47 --- 35,55

Total 8,16 11,44 11,47 5,35 4,57 10,67 17,76 14,45 16,13 100,00

Tabla 3. Régimen de viento (en tanto por ciento).

2.6. ZONIFICACIÓN DE USOS.

Cómo se ha mencionado, la zona de estudio se caracteriza por la presencia de una alternancia de playas y acantilados lo largo de la zona de estudio. En la figura 9 se hace una clasificación de los usos del litoral, siendo de especial interés las zonas de baño asociadas a las playas y la zona de producción de moluscos ubicada en el interior de la ría de Plentzia.

Figura 9. Zonificación de usos.

A partir de la información recogida en la página web de la C.E.E “Bathing Water Quality“ (http://ec.europa.eu/water/water-bathing/index_en.html) se obtiene la calidad de las aguas de baño en la playa de Gorliz, como se muestra en la tabla 4.

Zonas de baño

Recursos vegetales

Producción demoluscos

Extracción áridos

Vertido dragados

Fondeaderos

Puertos

Conservación deecosistemas

MURIO


MEMORIA 10

La mera observación de estos datos pone en relieve que, en la situación existente, en la playa de Gorliz se han venido cumpliendo sistemáticamente a lo largo de los últimos diez años los valores imperativos de calidad de aguas de baño y, habitualmente, los valores guía.

Cumple los valores guía

Cumple los valores legales

No cumple los valores legales

Muestras insuficientes o sin datos

Prohibido el baño

GORLIZ

1990 1991 1992 1993 1994 1995 1996 1997 1998 1999 2000 2001 2002 2003 2004 2005

PLAYA DE GORLIZ

PLAYA DE GORLIZ

PLAYA DE GORLIZ

Tabla 4. Calidad de las aguas de baño en las playas ubicadas en la zona de estudio

2.7. ALTERNATIVAS DE ESTUDIO

Para la disposición del emisario submarino se han definido una serie de alternativas de trazado (1, 2, 3, y 3g) que se indican en la figura 10. La alternativa 1 es la que presenta un mayor alejamiento con respecto a la ensenada de Plentzia, mientras que la alternativa 3 es la más cercana a las playas. El resto de opciones se hallan en una posición intermedia entre ambas.


MEMORIA 11

Figura 10. Alternativas de trazado del emisario.

Alternativa 3

Alternativa 3g

Alternativa 2

Alternativa 1


MEMORIA 12

3. MODELADO DE LA HIDRODINÁMICA MARINA

Para realizar el estudio de la evolución de cualquier sustancia u organismo presentes en la columna de agua en el medio marino es condición indispensable conocer el campo de velocidades en cada punto de la zona de interés.

En general las corrientes predominantes obedecen a cuatro causas fundamentales:

• Marea.

• Viento.

• Rotura del oleaje.

• Corrientes baroclínicas.

Además, pueden existir otras corrientes generadas por fenómenos de gran escala difíciles de predecir y modelar. Éstas no tienen periodicidad suficiente ni son de gran magnitud, por lo que resulta habitual prescindir de ellas en la mayor parte de los casos.

Para el modelado matemático de las corrientes generadas por la acción de la marea y del viento se realiza la integración numérica de las ecuaciones de cantidad de movimiento y de continuidad, empleando el método de las diferencias finitas que precisa generar una malla que abarque la zona de interés y que contenga las profundidades en cada punto.

El hecho de trabajar con modelos matemáticos implica que se haga necesario un tratamiento diferente para cada uno de los fenómenos.

Las corrientes debidas a la onda de marea se analizan mediante un modelo hidrodinámico bidimensional (modelo H2D), que integra las ecuaciones de onda larga promediadas en vertical. (modelo descrito en el Anejo 1).

Las corrientes debidas al viento se estudian por medio de un modelo hidrodinámico cuasi-tridimensional (modelo H2DZ), debido a que poseen una estructura vertical distinta (el viento moviliza el agua sobre todo en superficie, mientras que en el fondo su efecto es, en muchas ocasiones, inapreciable). Este modelo se detalla en el Anejo 1.


MEMORIA 13

Puesto que la zona de vertido se encontrará, previsiblemente y en condiciones normales, alejada con respecto a la costa, la zona de rompientes se situará fuera de la misma, no considerándose a efectos del modelado que se presenta en este informe, las corrientes de rotura del oleaje. En el Anejo 1 se incluye una descripción detallada de los modelos numéricos mencionados.

3.1. CALIBRACIÓN DE LOS MODELOS HIDRODINÁMICOS

Un paso importante a la hora de la utilización de modelos numéricos es la calibración de los mismos, de manera que los resultados obtenidos representen lo mejor posible la realidad. Esto se consigue mediante la utilización y contraste de los modelos con datos y resultados conocidos, de manera que sea fiable en las condiciones de estudio, y que el error generado en los mismos tenga un valor asequible. En el Anejo 2 se detallan los trabajos llevados a cabo para el ajuste de los modelos numéricos de hidrodinámica marina en la zona costera de Gorliz. Éstos pueden resumirse en dos etapas:

Análisis de datos oceanográficos Calibración de los modelos hidrodinámicos H2D y H2DZ

3.1.1. Análisis de datos oceanográficos

Se dispone de la campaña oceanográfica realizada por AZTI-Tecnalia en los meses de agosto y septiembre de este mismo año, de la que se obtuvieron las variaciones del nivel de mar y se midieron las direcciones e intensidades de las corrientes a varias profundidades en un punto situado frente al litoral objeto de estudio (figura 11), fuera de la zona de rompientes del oleaje. En esta fase se analizan los datos de nivel del mar registrados en la campaña oceanográfica mediante el estudio de la variación de la superficie libre del mar por efecto de la marea astronómica, para lo que se utiliza la técnica del análisis armónico. Esta técnica permite reconstruir dicho registro como suma lineal de


MEMORIA 14

una serie de componentes de periodicidad conocida, que representan el efecto sobre el mar de las fuerzas de atracción gravitatoria de los cuerpos celestes. En la figura 12 se muestra la comparación entre las series medida y reconstruida y el residuo (o diferencia entre ambas). Esta representación pone de manifiesto la bondad del ajuste alcanzado. El ajuste obtenido entre las series medida y reconstruida muestra un error relativo medio de tan sólo 3,6 cm, que resulta en un valor adecuado para este tipo de análisis. Dicho ajuste se ha conseguido considerando las principales componentes diurnas (M2, S2, K2, L2, 2N2) y semi-diurnas (K1, O1,Q1) del movimiento.

Figura 11. Localización del correntímetro-mareógrafo.

Figura 12. Ajuste entre las series de nivel del mar medida y calculada mediante análisis armónico.

-2400 -2000 -1600 -1200 -800 -400 0 400 800 1200 1600 2000 2400

Tiempo (x10 minutos)

-2.5

-2.0

-1.5

-1.0

-0.5

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

Niv

el (

m)

Serie reconstruida

Serie medida

Diferencia


MEMORIA 15

Los datos de corrientes se analizan utilizando diferentes sistemas de representación de los mismos, que permiten estudiar e interpretar sus variaciones. A partir de los registros de corrientes obtenidos en la campaña de campo oceanográfica, puede dibujarse la distribución de velocidades correspondiente a cada nivel de medición. En los gráficos incluidos en la figura 13 puede apreciarse claramente la mayor dispersión de las corrientes en la capa superficial y en el siguiente nivel (a 4 m), y la predominancia de la dirección SW-NE en el resto de profundidades a las que se han tomado datos.

Figura 13. Distribuciones de las velocidades de las corrientes medidas en cada uno de los niveles de muestreo.

-40 -20 0 20 40U (cm/s)

-40

-20

0

20

40

V (

cm/s

)

-30 -20 -10 0 10 20 30U (cm/s)

-30

-20

-10

0

10

20

30

V (

cm/s

)

-40 -20 0 20 40U (cm/s)

-40

-20

0

20

40

V (

cm/s

)

-30 -20 -10 0 10 20 30U (cm/s)

-30

-20

-10

0

10

20

30

V (

cm/s

)

-100-75 -50 -25 0 25 50 75 100U (cm/s)

-100

-75

-50

-25

0

25

50

75

100

V (

cm/s

)

-40 -20 0 20 40 60U (cm/s)

-40

-20

0

20

40

60

V (

cm/s

)

Superficie a 4 m

a 8 m a 12 m

a 16 m a 18 m


MEMORIA 16

Los perfiles verticales de velocidad de la corriente medidos podrían denotar una situación típica de corrientes generadas por la acción combinada de la marea astronómica y el viento, con un predominio del efecto de este último. En la figura 14 se representa la distribución de las velocidades media y máxima del viento registradas por la estación meteorológica situada en el Faro de Punta Galea. El análisis de estos datos muestra, con respecto a los valores medios, una importante concentración de eventos de pequeña magnitud cerca del origen de intensidades, con una menor dispersión que la que correspondería a las velocidades de las corrientes medidas en la capa superficial. Sin embargo, esta mayor dispersión sí se observa para las intensidades máximas.

-15.00 -12.00 -9.00 -6.00 -3.00 0.00 3.00 6.00 9.00 12.00 15.00

U (m/s)

-15.00

-12.00

-9.00

-6.00

-3.00

0.00

3.00

6.00

9.00

12.00

15.00

V (

m/s

)

-20.00 -16.00 -12.00 -8.00 -4.00 0.00 4.00 8.00 12.00 16.00 20.00

U (m/s)

-20.00

-16.00

-12.00

-8.00

-4.00

0.00

4.00

8.00

12.00

16.00

20.00

V (

m/s

)


MEMORIA 17

Figura 14. Distribución de las velocidades media (imagen superior) y máxima (imagen inferior) del viento registradas por la estación meteorológica del Faro de Punta Galea.

3.1.2. Calibración de los modelos hidrodinámicos

Se ha establecido los datos de entrada más adecuados para la representación, mediante los modelos numéricos desarrollados por la Universidad de Cantabria, de la variación del nivel del mar observada, así como para la descripción con una aproximación suficiente, de las corrientes marinas generadas en la zona. Como se ha mencionado, el trabajar con modelos matemáticos implica que se haga necesario un tratamiento diferente para cada uno de los fenómenos, así se estudian por separado las corrientes debidas a la onda de marea (modelo H2D) y las debidas al viento (modelo H2DZ). Las condiciones de contorno en ambos modelos numéricos influyen de una forma determinante en la solución obtenida, por lo que su adecuada especificación es un aspecto muy importante. En este sentido, en el caso del modelado de las corrientes generadas por la onda de marea, al objeto de poder establecer unas condiciones apropiadas, se ha considerado oportuno realizar una simulación del movimiento de las masas de agua en un ámbito geográfico muy superior al de la zona local de estudio. Para ello se ha utilizado el procedimiento denominado de “mallas anidadas” que permite trasladar la información desde los contornos de esta área geográfica más amplia hasta la zona local de estudio mediante sucesivas simulaciones empleando el modelo numérico mencionado y reduciendo progresivamente el tamaño del área considerada para el modelado. Este ámbito más amplio se ha extendido a la franja costera comprendida aproximadamente entre las Marismas de Santoña (en Cantabria) y Ondárroa (ver figura 15). Esta malla tiene unas dimensiones de 111x51 celdas, cada una de las cuales abarca una superficie de unos 920x920 m2. Además, se utilizan otras dos mallas de menor cobertura espacial. La primera de ellas, abarca la zona costera comprendida entre la ría de Oriñón en Cantabria y el cabo Matxitxako. Esta malla consta de 325x229 celdas con una dimensión de 153x153 m2. La segunda malla, de mayor detalle, comprende la zona de estudio, discretizada con celdas de


MEMORIA 18

51x51 m2, y unas dimensiones totales de 541x427 elementos. La batimetría correspondiente a esta malla se muestra en la figura 16.

Figura 15. Esquema del proceso de anidación de mallas.

50 100 150 200 250 300

50

100

150

200

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110

10

20

30

40

50

50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

50

100

150

200

250

300

350

400


MEMORIA 19

50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

50

100

150

200

250

300

350

400

-100

0

10

20

40

60

80

100

m

Figura 16. Batimetría de la malla de detalle del estudio (cotas en m).

Las condiciones de contorno empleadas para la simulación de la acción de la marea astronómica en esta zona se han obtenido mediante la utilización de la base de datos de marea de Grenoble. La calibración y validación de un modelo numérico es un proceso consistente en la adecuación de los datos de entrada de dicho modelo de modo que sus resultados permitan reproducir, en la medida de lo posible, los datos medidos. Se consideran dos escenarios distintos que responden a modificaciones en la forma de especificar las condiciones de contorno en los bordes abiertos de la malla de cálculo. En el primero de ellos (escenario 1), en los 3 bordes abiertos de la malla de detalle se especifican las condiciones de nivel obtenidas en el proceso de anidamiento. En el segundo escenario planteado (escenario 2) tan sólo se imponen dos de las condiciones de nivel generadas a través de este procedimiento. El modelo hidrodinámico reproduce adecuadamente las oscilaciones del nivel del mar registradas durante la campaña, en ambos escenarios, considerando los siguientes valores para los coeficientes de fricción de fondo (C) y de viscosidad de remolino (ε) que se indican en la tabla 5.


MEMORIA 20

Escenario Coeficiente de fricción (m1/2.s) Viscosidad de remolino (m2/s)

1 55 1.5

2 45 2.0

Tabla 5. Valores de los parámetros obtenidos en el ajuste de las variaciones del nivel del mar

por acción de la marea astronómica.

En la figura 17 se representa la comparación de los niveles medido y modelado en el caso del escenario 1. La calibración de las magnitudes y direcciones de las corrientes no resulta tan inmediata como en el caso anterior. Ello es debido a que los datos medidos pueden registrar la acción simultánea y combinada de diversos mecanismos generadores de movimiento del agua, algunos de ellos difíciles de predecir. Incluso, la acción del viento es muy difícil de representar dada su gran variabilidad en intensidad y dirección. A lo que hay que añadir el hecho de que la información sobre las condiciones de viento durante la realización de la campaña procede de una estación de medida situada en tierra, a una altitud de unos 60 m por encima del nivel del mar, y distante algo más de 6 kilómetros del punto de medición de corrientes.

Figura 17. Comparación de los niveles de marea medidos y calculados con el modelo numérico.

El primer paso consiste en comprobar si el efecto de la marea astronómica podría dar lugar a un régimen de velocidades similar al registrado en las estaciones de muestreo.

8/7/

06 0

9:20

8/8/

06 0

9:20

8/9/

06 0

9:20

8/10

/06

09:2

0

8 /11

/06

09:2

0

8 /12

/06

09:2

0

8/13

/06

09:2

0

8/14

/06

09:2

0

8/15

/06

09:2

0

8 /16

/06

09:2

0

8 /17

/06

09:2

0

8/18

/06

09:2

0

8/19

/06

09:2

0

8/20

/06

09:2

0

8 /21

/06

09:2

0

8 /22

/06

09:2

0

8/23

/06

09:2

0

8/24

/06

09:2

0

8/25

/06

09:2

0

8 /26

/06

09:2

0

8 /27

/06

09:2

0

8/28

/06

09:2

0

8/29

/06

09:2

0

8/30

/06

09:2

0

8 /31

/06

09:2

0

9/1/

06 0

9:20

9/2/

06 0

9:20

9/3/

06 0

9:20

9/4/

06 0

9:20

9/5/

06 0

9:20

9/6/

06 0

9:20

-2.50

-2.00

-1.50

-1.00

-0.50

0.00

0.50

1.00

1.50

2.00

2.50

Niv

el (m

)

Modelado

Medido


MEMORIA 21

Estas velocidades son, en el caso del escenario 1, de menor intensidad que las medidas, mientras que en el caso del escenario 2, llegan a duplicar los valores de los datos registrados. Lógicamente, la comparación de los resultados se lleva a cabo con las medidas de corrientes realizadas en el nivel más próximo al fondo, donde el efecto del viento es más reducido, y la marea astronómica, podría ser, presumiblemente, uno de los factores que más contribuyen al movimiento de las masas de agua. En la figura 18 se muestran las velocidades de marea obtenidas en dicho nivel de profundidad para ambos escenarios, mientras que en la figura 19 se muestra la comparación de las componentes de las corrientes registradas en dicho nivel de medición, con los resultados obtenidos del modelado realizado (escenario 1). Para realizar esta comparación se ha seleccionado 3 periodos de tiempo a lo largo de la campaña de campo para los que la intensidad del viento es más reducida (por debajo de 1 m/s).

-0.30 -0.25 -0.20 -0.15 -0.10 -0.05 0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30

U (cm/s)

-0.30

-0.25

-0.20

-0.15

-0.10

-0.05

0.00

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0.30

V (

cm/s

)

-0.50 -0.40 -0.30 -0.20 -0.10 0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50

U (cm/s)

-0.50

-0.40

-0.30

-0.20

-0.10

0.00

0.10

0.20

0.30

0.40

0.50

V (

cm/s

)

Figura 18. Velocidades obtenidas mediante modelado matemático de la acción de la marea astronómica en los escenario 1 (imagen de la izquierda) y 2 (imagen de la derecha).


MEMORIA 22

8/17/06 14:30 8/17/06 15:30 8/17/06 16:30 8/17/06 17:30 8/17/06 18:30 8/17/06 19:30 8/17/06 20:30

-25

-20

-15

-10

-5

0

5

10

15

20

25

Vel

ocid

ad (

cm/s

)

8/24/06 16:30 8/24/06 17:30 8/24/06 18:30 8/24/06 19:30 8/24/06 20:30

-5

0

5

10

Vel

ocid

ad (

cm/s

)

8/31/06 17:40 8/31/06 18:40 8/31/06 19:40 8/31/06 20:40 8/31/06 21:40

-10

-5

0

5

Vel

ocid

ad (

cm/s

)

Figura 19. Comparación entre las corrientes de marea modeladas (línea continua) y las corrientes marinas medidas a 20 m de profundidad. El color azul representa la componente u de la velocidad,

mientras que el color rojo se corresponde con la componente v. Cálculos para el escenario 1.

Sobre los datos mostrados en la comparación cabe destacar la importante variabilidad observada en las corrientes, que llegan a cambiar alternativamente de signo en un lapso de tiempo de tan sólo 10 minutos. Por el contrario, las corrientes de marea obtenidas responden a la evolución cíclica de ésta, mostrando una pauta senoidal. Puede apreciarse que en los dos últimos periodos representados, se consigue reproducir la tendencia observada, hallándose en algunos casos las velocidades obtenidas del modelado realizado, en un rango intermedio entre los valores registrados.


MEMORIA 23

Como se ha indicado, los datos de corrientes registrados en la zona, parecen indicar la posibilidad de que sea el viento uno de los posibles responsables de un régimen de velocidades como el señalado. Para confirmar esta hipótesis, se ha procedido al modelado de las corrientes generadas en diversas situaciones de viento. Esta acción se ha sumado linealmente al efecto de la marea astronómica, comparándose las corrientes obtenidas con las registradas en el nivel de medición más profundo. El modelado del efecto del viento requiere, como condiciones de contorno, la definición del evento de viento actuante, y el establecimiento de los valores de los coeficientes de fricción con el fondo y de viscosidad de remolino. La simulación de la acción de este agente meteorológico se realiza tomando como dominio de referencia el correspondiente a la malla de detalle de la zona de estudio, especificándose como condición de contorno una variación nula de la superficie libre del agua en los bordes abiertos de la malla de cálculo. Estas situaciones se corresponden con las intensidades y direcciones medias (promedio a lo largo de todo el periodo de tiempo considerado) que se recogen en la tabla 6.

SITUACIÓN DE VIENTO DIRECCIÓN MEDIA (º N) INTENSIDAD MEDIA(m/s)

Evento 1 (16 agosto) 159 3.6




Tabla 6. Direcciones e intensidades de viento consideradas.

En la figura 20 se muestra la comparación entre las velocidades obtenidas mediante modelado matemático, considerando la superposición de las velocidades originadas por la marea astronómica y el viento, y los datos de corriente registrados.


MEMORIA 24

Figura 20. Comparación entre las velocidades y direcciones de las corrientes modeladas (línea continua) y medidas a 20 m de profundidad. El color azul representa la componente u de la velocidad, mientras que el color rojo se corresponde con la componente v. Cálculos para el

escenario 1.

8/15/06 23:50 8/16/06 01:50 8/16/06 03:50 8/16/06 05:50 8/16/06 07:50 8/16/06 09:50

-15

-10

-5

0

5

10

15

Vel

ocid

ad (

cm/s

)

8/20/06 11:20 8/20/06 12:20 8/20/06 13:20 8/20/06 14:20 8/20/06 15:20

-10

-5

0

5

10

15

Vel

ocid

ad (

cm/s

)

8/21/06 11:30 8/21/06 13:30 8/21/06 15:30 8/21/06 17:30 8/21/06 19:30 8/21/06 21:30

-15

-10

-5

0

5

10

Vel

ocid

ad (

cm/s

)

8/26/06 08:40 8/26/06 10:40 8/26/06 12:40 8/26/06 14:40 8/26/06 16:40 8/26/06 18:40

-10

-5

0

5

10

15

20

25

30

Vel

ocid

ad (

cm/s

)


MEMORIA 25

Con respecto a dicha comparación, cabe mencionar la importante variabilidad observada en los datos registrados (con alternancias bruscas de signo), aún cuando las mediciones de la estación meteorológica no muestran, en general a lo largo de los periodos seleccionados, variaciones significativas en la intensidad y dirección del viento. Además, es preciso señalar que cabe la posibilidad de que en el punto de muestreo, el régimen de vientos difiera, sustancialmente del medido en tierra, aspecto que no es posible evaluar con los datos de la campaña.

Además podrían existir otras corrientes, que no han podido ser evaluadas a partir de los datos registrados, que contribuyan de forma apreciable en ciertos periodos de tiempo, al movimiento de las masas de agua en la zona costera objeto de estudio.

Pese a la existencia de estos interrogantes, a la vista de los resultados de la modelización matemática, las condiciones medidas se pueden reproducir, con un grado de aproximación suficiente, mediante la consideración del efecto conjunto de la marea y del viento.

3.2. CORRIENTES GENERADAS POR LA MAREA ASTRONÓMICA

Una vez realizado el paso anterior de calibrado del modelo, se tiene una adecuada valoración de los parámetros: de la batimetría de la zona (representando el dominio de estudio mediante un malla de profundidades), de las condiciones de contorno de nivel de marea y de los valores de dos parámetros de calibración, fricción con el fondo o de Chezy y viscosidad de remolino.

En las figuras 21 y 22 se representan los campos vectoriales de corriente inducidos por dicho movimiento ondulatorio (carrera de marea de aproximadamente 3 m) en dos instantes coincidentes con las situaciones de máximas velocidades llenantes y vaciantes.

En el Anejo 3 se incluyen los campos de velocidades generados durante un ciclo

de marea (24 h) en la zona de estudio.


MEMORIA 26


MEMORIA 27

Figura 21. Corrientes de marea llenante.


MEMORIA 28

Figura 22. Corriente de marea vaciante.


MEMORIA 29

3.3. CORRIENTES GENERADAS POR EL VIENTO

El cálculo de las corrientes de viento se realiza con base en el modelo H2DZ, desarrollado por la Universidad de Cantabria, que permite representar el movimiento de las masas de agua inducido por dicho agente meteorológico. El modelado del efecto del viento requiere, al igual que en el caso de la marea, la especificación adecuada de las condiciones de contorno, la definición del evento de viento actuante, y el establecimiento de los valores de los coeficientes de fricción con el fondo y de viscosidad de remolino. La simulación de la acción de este agente meteorológico se realiza tomando como dominio de referencia el mismo que en el caso anterior, especificándose como condición de contorno una variación nula de la superficie libre del agua en los bordes abiertos de la malla de cálculo. Se han seleccionado dos intensidades de viento representativas del régimen observado: vientos moderados (entre 2 y 8 m/s) y vientos fuertes (más de 8 m/s). Los primeros se han representado por una velocidad media de 5 m/s, mientras que para los segundos se ha considerado una velocidad media de 10 m/s. En las figuras 23 y 24 se muestran las corrientes medias obtenidas para vientos del W y NW, que se encuentran entre los que presentan una mayor probabilidad de ocurrencia. En el Anejo 4 se incluyen los campos vectoriales de corrientes calculados para cada una de las ocho direcciones significativas consideradas y velocidades de 10 m/s.


MEMORIA 30

Figura 23. Velocidades medias en la columna de agua originadas por viento del W.


MEMORIA 31

Figura 24. Velocidades medias en la columna de agua originadas por viento del NW.


MEMORIA 32

4. DISEÑO AMBIENTAL DEL EMISARIO

4.1. INTRODUCCIÓN

A la hora de realizar un vertido al mar, el emisario submarino habitualmente constituye el último elemento del Sistema General de Saneamiento. Dicha infraestructura se considera una forma de vertido muy adecuada cuando se trata de eliminar efectos debidos a la introducción de materia consumidora de oxígeno o de contaminación de origen fecal. El estudio de la dispersión y transporte de los contaminantes evacuados en el medio marino a través del emisario se suele abordar considerando dos mecanismos de dilución diferentes. La dilución inicial, que se produce en las proximidades del vertido, y la secundaria, debido al efecto dispersivo de las corrientes marinas y a los procesos de inactivación bacteriana. Cuando un efluente sale del emisario, la cantidad de movimiento del flujo y la diferencia de densidad con el medio que lo rodea da lugar a una mezcla turbulenta, que es el motor de la dilución inicial. A la zona en que se producen dichos fenómenos se la denomina “campo cercano” y en ella, la dilución obtenida depende, sobre todo, de ciertas características del medio receptor como son el perfil de la densidad y la velocidad de la masa de agua receptora. En condiciones de fuerte estratificación el efluente puede llegar a atraparse a una cierta profundidad, donde tendrá una densidad similar a la del medio que lo rodea. En caso contrario alcanzará la superficie. A partir de este momento, son las características hidrodinámicas del medio las responsables de la posterior evolución del vertido, en lo que se denomina “campo lejano”, donde se producen los fenómenos de dilución secundaria.


MEMORIA 33

4.2. DILUCIÓN INICIAL

4.2.1. Introducción.

La dilución inicial de un vertido es el resultado de la mezcla entre el efluente evacuado a través de la conducción submarina y el medio acuático que la circunda. Dicha dilución depende, entre otros, de aspectos tales como la diferencia de densidad entre ambos fluidos, la cantidad de movimiento del efluente en su salida, o el transporte y dispersión del mismo debido a las corrientes acuáticas. Cuando la mezcla entre el efluente y las aguas receptoras está dominada por la cantidad de movimiento del agua vertida, o por la diferencia de densidad señalada, el proceso se denomina de dilución inicial, mientras que si ésta es debida al transporte del efluente por las corrientes marinas, recibe el nombre de dilución secundaria. Desde el punto de vista de las fuerzas impulsoras del movimiento, el efluente vertido en el medio receptor puede presentar forma de "chorro" o "pluma". En el primero de los casos las fuerzas dominantes en el proceso de dilución inicial son debidas a la propia cantidad de movimiento del fluido; en el segundo el transporte se origina, principalmente, por la diferencia de densidad entre el efluente y el agua circundante. Mientras que la dilución inicial en chorros depende principalmente de la cantidad de movimiento del efluente, la dilución inicial en plumas está altamente influenciada por las características ambientales del medio acuático (corrientes, densidad) y de la forma en que el efluente se introduce en el medio. La descarga del mismo puede llevarse a cabo directamente, a través de la tubería que lo transporta hasta el punto de vertido (por boca única), o mediante unos dispositivos de descarga llamados difusores. En el caso de emisarios submarinos habitualmente el chorro "desaparece" a poca distancia del punto de descarga y el efluente pasa a comportarse principalmente como pluma.


MEMORIA 34

4.2.2. Formulación del fenómeno de dilución inicial.

El comportamiento inicial del efluente descargado a través de la conducción de vertido está generalmente gobernado por la cantidad de movimiento de la descarga, aunque la diferencia de densidades crea fuerzas flotantes verticales que tienden a forzar el movimiento vertical del fluido. Bajo estas circunstancias, el efluente se comporta como un chorro flotante o una pluma forzada. En términos generales la dinámica de las plumas puede ser definida por el flujo de masa, la cantidad de movimiento y por el flujo de flotabilidad. El movimiento decrece más rápidamente que la densidad y, eventualmente, las fuerzas flotantes dominarán, convirtiendo al chorro flotante en una pluma. Ambos flujos, plumas y chorros turbulentos, son un mecanismo efectivo para conseguir altos niveles de dilución inicial. En una masa de agua real, el comportamiento del chorro depende además de parámetros ambientales como pueden ser turbulencias locales, posibles estratificaciones y la presencia de corrientes. Los tres flujos mencionados, como los define Fischer et al.(1979), se pueden analizar como se indica a continuación. El flujo de masa que atraviesa una sección de área A por unidad de tiempo, se puede definir como:

ρq =∫ A ρw dA

Donde, ρ = Densidad del efluente. q = Flujo del chorro o de la pluma. w = Velocidad media en la dirección del eje del chorro o la pluma.

El flujo de cantidad de movimiento, es la cantidad de movimiento que atraviesa una sección por unidad de tiempo, se define como:

ρm =∫ A ρw2 dA

Donde,


MEMORIA 35

m = Flujo de cantidad de movimiento. ρ = Densidad del efluente. w = Velocidad media en la dirección del eje del chorro o la pluma.

Finalmente, el flujo de flotabilidad es el peso flotante que atraviesa una sección por unidad de tiempo, se estima como:

ρβ =∫ A gρw dA Donde,

β = Flujo de flotabilidad. ρ = Densidad del efluente. g = Aceleración de la gravedad. w = Velocidad media en la dirección del eje del chorro o la pluma.

4.2.3. Modelos utilizados en el estudio.

Numerosos estudios de campo han proporcionado una base sólida para la verificación de teorías capaces de predecir el comportamiento hidráulico de una descarga en una masa de agua dinámica. Por ello, se han derivado diferentes soluciones numéricas a partir de técnicas analíticas y han sido desarrollados modelos sofisticados para una predicción más exacta de los comportamientos de chorros y plumas. Como se ha dicho, el comportamiento de la introducción de un vertido de aguas residuales depende de la dinámica y la estratificación de la masa de agua receptora. Para el cálculo de la dilución inicial se ha considerado que el vertido se realiza mediante múltiples bocas de descarga y que el tramo difusor del emisario submarino, presenta una sección constante a lo largo de todo él. Se ha seleccionado una configuración base para el tramo difusor constituida por tubos elevadores equipados con dos bocas de descarga situadas en direcciones opuestas.


MEMORIA 36

Para el estudio del fenómeno de la dilución inicial de este tipo de vertidos se cuenta con numerosas formulaciones desarrolladas desde mediados del siglo pasado. Entre ellas cabe destacar por su relevancia práctica las desarrolladas por Roberts (CHN, 1996) en los años 1979 y 1989 que se hallan implementadas en el modelo PLUMES de la E.P.A. Este investigador realizó numerosos experimentos de laboratorio con una configuración de tramo difusor similar a la considerada en este caso (ver figura 25).

Figura 25. Configuración base de los ensayos realizados por Roberts (1989). Fuente: Roberts et al (1989).

En sus ensayos analizó el comportamiento de la pluma vertida (tal como se

muestra en la figura 26), lo que le permitió construir una serie de gráficos a partir

de observaciones empíricas. Dichos gráficos pueden ajustarse a expresiones

analíticas que permiten obtener de un modo sencillo la dilución inicial alcanzada.

En la figura 27 se muestra las curvas obtenidas para medio receptor estratificado.

La comparación de los resultados obtenidos con estas expresiones con las medidas realizadas en campo ha mostrado que este método permite conseguir una buena aproximación en los cálculos de dilución.


MEMORIA 37

Con posterioridad a los trabajos del año 1989, Roberts y su equipo de colaboradores, han seguido realizando ensayos de laboratorio que, junto con el perfeccionamiento de los equipos de medida, han permitido definir de un modo más preciso las expresiones más adecuadas para el diseño del tramo difusor de un emisario submarino (figuras 28 a 30).

Figura 26. Fotogramas de los ensayos realizados por Roberts (1989).

Figura 27. Curvas de dilución inicial para medio receptor estratificado a partir de los ensayos de Roberts (1989)

Perpendicular

Paralela

45º

Número de Froude,

5

4

3

2

1

00 0,1 1 10 100

3/2b

qNSm

b

uF

3

=

97,03/2

=b

qNSm

52,019,2 6/13/2

−= Fb

qNSm

1/32 /3

mqNS= 0,6 +0,73 F

b

1/62 /3

mqNS= 0,935 +0,276 F

b

Perpendicular

Paralela

45º

Número de Froude,

5

4

3

2

1

00 0,1 1 10 100

3/2b

qNSm

b

uF

3

=

97,03/2

=b

qNSm

52,019,2 6/13/2

−= Fb

qNSm

1/32 /3

mqNS= 0,6 +0,73 F

b

1/62 /3

mqNS= 0,935 +0,276 F

b

F = 0

F = 0,1

F = 1

F = 10

F = 0

F = 0,1

F = 1

F = 10


MEMORIA 38

En publicaciones realizadas en el año 2004, estos investigadores incluyen el gráfico que se reproduce en la figura 28 que permite calcular la dilución inicial mínima para un emisario con vertido en un medio receptor no estratificado en reposo.

Figura 28. Variación de la dilución en función de la separación entre bocas de descarga para vertido en medio receptor no estratificado en reposo.

Figura 29. Criterios de diseño para un emisario con múltiples bocas de descarga para vertido en medio receptor no estratificado en reposo.

A partir de las figuras 28 y 29 se tiene que para el caso de medio receptor no estratificado en reposo y una separación entre las bocas de descarga inferior a la mitad de la profundidad de vertido podría aplicarse la siguiente expresión para el cálculo de la dilución inicial mínima (Eq. 9 según nomenclatura en las figuras)

49,03/1

=Hb

qSn


MEMORIA 39

En esta expresión Sn es la dilución inicial mínima, q el caudal por unidad de

longitud de tramo difusor, b la flotabilidad ( qgb '= ) y H es la profundidad de

vertido. Un factor que incide sobre la dilución inicial alcanzada es la velocidad de la corriente. Roberts (1989) comprobó que la dilución se incrementa a medida que aumenta la intensidad de la corriente cuando el número de Froude de la corriente

(b

uF

3

= , donde u es la velocidad de la corriente y b es la flotabilidad, definida

por

=

L

Qgb ' ) resulta superior a 0,1 (ver figura 28). Las investigaciones

posteriores (año 2004) mostraron que la expresión anterior es aplicable para valores de F no superiores a 0,3.

Figura 30. Variación de la dilución en función de la separación entre bocas de descarga para vertido en medio receptor no estratificado con corriente

Similar comentario cabe hacer respecto a la influencia del ángulo de incidencia de la corriente con el eje del tramo difusor. La dilución depende de este ángulo para valores del número de Froude de la corriente superiores también a 0,1. Para


MEMORIA 40

tal situación se ha observado que los valores de dilución inicial más elevados corresponden a una incidencia perpendicular (ángulo entre la corriente y el eje del difusor de 90º), mientras que los más reducidos se asocian a una incidencia paralela (0º). En el caso del emisario objeto de estudio, el valor del número de Froude de la corriente oscila entre 0,04 (para u = 0,05 m/s) y 0,003 (para u = 0,02 m/s), por lo que la variación en la magnitud y ángulo de incidencia de la corriente del medio receptor es poco significativa en los resultados alcanzados. No obstante, para los cálculos que se van a realizar en este apartado se ha considerado una velocidad de la corriente de 0,02 m/s.

4.2.4. Resultados

En la tabla 7 se presentan los resultados de dilución inicial y características del tramo difusor obtenidos para las distintas alternativas de vertido. Los datos mostrados corresponden a una configuración base del tramo difusor compuesta por tubos elevadores con espaciado constante y dos bocas de descarga en cada uno de ellos, similar a la utilizada por Roberts en sus ensayos de laboratorio.

Dilución inicial mínima

Alternativa Alejamiento del vertido

(m)

Profundidad de vertido(1)

(m)

Longitud tramo difusor (m)

Número de

elevadores

Número de bocas

de descarga

Separación entre bocas

(m) Qm Qp

1 520 13,4 19 3 6 9,5 142,5 101,2

2 370 16,4 14 3 6 7,0 142,3 101,1

3 950 18,4 12 3 6 6,0 144,0 102,3

3g 700 17,9 12 3 6 6,0 140,1 100,0

(1) Estimada con base a la información batimétrica disponible, considerando una elevación de las bocas de descarga con respecto al terreno natural del fondo de 1,5 m y superficie libre coincidente con la BMVE.

Tabla 7. Resultados de dilución inicial para vertido a través de múltiples bocas


MEMORIA 41

4.3. MODELADO DE DISPERSIÓN DEL VERTIDO

4.3.1. Introducción.

Tras el proceso de dilución inicial, las plumas introducidas en el medio receptor procedentes de las conducciones de vertido se hallan sometidas a fenómenos de transporte y dispersión promovidos por la acción de las corrientes marinas. Asimismo, aquellos contaminantes susceptibles de sufrir procesos reactivos estarán sometidos a una cinética de degradación progresiva, lo que va a influir en la concentración final que se alcance en un punto determinado de la franja litoral. Mediante los estudios de transporte del efluente tras su descarga al medio se puede determinar si los contaminantes vertidos a través del emisario pueden alcanzar, bajo ciertas condiciones hidrodinámicas, las zonas de la costa objeto de protección ambiental. El carácter aleatorio de las corrientes marinas conlleva el establecimiento de una metodología apropiada al objeto de contemplar dicha aleatoriedad. En consecuencia, en este trabajo se plantea la utilización del método de Monte Carlo para la determinación de las características del viento, uno de los principales agentes responsables de las corrientes marinas en la zona de estudio, lo que permitiría tener en cuenta la aleatoriedad asociada a este fenómeno meteorológico. Para el desarrollo de los estudios de dispersión del vertido se ha empleado un modelo matemático cuasi-tridimensional desarrollado por la Universidad de Cantabria.

4.3.2. Metodología utilizada.

Desde un punto de vista matemático, el estudio del campo lejano requiere el modelado de dos fenómenos: las corrientes marinas y la evolución del contaminante debida a estas corrientes. Entre todas las posibles fuerzas propulsoras de corrientes marinas se han considerado la onda de marea y el viento. Las corrientes debidas a la marea se


MEMORIA 42

han estudiado con un modelo hidrodinámico bidimensional (integrado en vertical), ya que, los perfiles de velocidades en vertical son prácticamente uniformes. Las corrientes promovidas por el viento tienen una estructura vertical distinta de las corrientes de marea. En este caso el viento moviliza el agua sobre todo en superficie, mientras que en el fondo su efecto permanece, en muchas ocasiones, inapreciable, siendo distinta a veces y sobre todo en las proximidades de la costa, la orientación de ambas localizaciones. Por eso, se hace necesario modelar las corrientes generadas por el viento con modelos hidrodinámicos cuasi-tridimensionales. El estudio de la evolución del vertido en el medio marino en el campo lejano se ha realizado empleando una herramienta numérica casi-tridimensional (modelo AD3D) que permite considerar la masa de agua dividida en una serie de capas de espesor variable, en función de la profundidad total de agua. Este modelo tiene en cuenta la acción combinada de los procesos de transporte, dispersión y desaparición bacteriana para cada una de las capas consideradas. La evolución de los efluentes evacuados a través del emisario submarino se ha analizado mediante el modelado matemático en continuo de las condiciones hidrodinámicas esperables en el medio marino receptor a lo largo del mes de agosto. Para lo cual ha sido necesario obtener los campos de corrientes producidos por la marea y el viento. Con respecto a este agente meteorológico cabe indicar que se han elegido las características del viento asociado por aplicación del método de Monte Carlo de acuerdo con los datos de probabilidades de presentación de las diferentes direcciones e intensidades. Esto ha permitido obtener un régimen aleatorio de vientos basado en las probabilidades anuales de presentación de las diferentes direcciones e intensidades. Para ello se han considerado situaciones de viento constantes de 8 horas de duración. En la realización de los estudios de dispersión se ha considerado lo siguiente:

La radiación solar se calcula en cada instante de tiempo, considerando las condiciones de cielo semicubierto.


MEMORIA 43

La temperatura del agua de mar, a efectos del valor de la inactivación bacteriana, es de 17ºC.

El modelado se efectúa en continuo a lo largo todo un mes. El coeficiente de extinción de la luz en profundidad se considera

constante y de valor 0.40 m-1. En el análisis del transporte, dispersión e inactivación bacteriana del efluente se han seleccionado una serie de puntos de control distribuidos a lo largo de la franja costera próxima a Gorliz, coincidentes con áreas de baño. Éstos se indican esquemáticamente en la figura 31.

Figura 31. Puntos de control seleccionados para el seguimiento de la evolución de la contaminación fecal.

En cada uno de estos puntos de control se han registrado las concentraciones de coliformes fecales obtenidas a través del modelado matemático a lo largo de todo


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el período de simulación. Ello posibilita el que pueda determinarse, en dichos puntos, el número de horas, a lo largo de un determinado periodo de tiempo, que se superan las concentraciones de contaminantes fecales indicadas en los criterios de calidad de aguas de baño. En este sentido cabe señalar que la legislación vigente referente a la calidad de las aguas de baño establece la admisibilidad o no de las mismas en función de los resultados obtenidos en una serie de ensayos de control en los que se especifican las sustancias que se miden, sus concentraciones admisibles, la frecuencia mínima del muestreo y el porcentaje máximo de muestras que pueden sobrepasar dichas concentraciones. Si bien dichas especificaciones resultan válidas para el establecimiento de campañas de control y seguimiento, presentan serias dificultades en su aplicación al diseño y análisis del funcionamiento ambiental de elementos de redes de saneamiento con descarga en el medio litoral. Estos inconvenientes radican en la imposibilidad de fijar un criterio de diseño o evaluación del funcionamiento de los elementos de la red de saneamiento que tenga en cuenta los posibles resultados obtenidos en un muestreo aleatorio, cuya frecuencia real, de la que presumiblemente dependerán los resultados del mismo, se desconoce. Con objeto de resolver este problema es habitual identificar el concepto de porcentaje de muestras que superan una determinada concentración, con el porcentaje del tiempo en que se produce este hecho (o “tiempo de

incumplimiento”). Sin embargo, la identificación directa de estas variables no es correcta salvo, claro está, en el caso de que el muestreo de control se realice de forma continua en el tiempo. En la práctica, las muestras se realizan de forma discreta y con distinta periodicidad con lo que aún asegurando unos porcentajes de tiempo de incumplimiento inferiores a los establecidos en la normativa, existe una probabilidad no nula de que el porcentaje de muestras con concentraciones superiores a las admisibles sea, por el contrario, mayor que el permitido. Por todo ello, resulta necesario conocer la probabilidad de que más de un cierto porcentaje de un conjunto de muestras tomadas en un punto a lo largo de una temporada de baño presenten concentraciones de coliformes superiores a los


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valores guía e imperativos cuando el tiempo real o simulado de superación de dicha concentración es uno determinado (o “probabilidad de rechazo”). Así, por ejemplo, una probabilidad de rechazo del 10% corresponde a un tiempo de incumplimiento (superación de las concentraciones de referencia) de los criterios de calidad guía e imperativo del 12,7% y 2,7%, respectivamente.

4.3.3. Modelado de la evolución de las sustancias en el medio marino.

La evolución de la concentración c de una sustancia en el medio marino se puede modelar resolviendo numéricamente la ecuación de transporte de masa cuya forma cuasi-tridimensional es:

Kc-S = y

cD

y

y

cD

y-

x

cD

x-

y

cV+

x

cU+

t

czyx

∂

∂

∂

∂−

∂

∂

∂

∂

∂

∂

∂

∂

∂

∂

∂

∂

∂

∂

donde x e y son las coordenadas cartesianas en el plano horizontal; t el tiempo; U(x,y,t) y V(x,y,t) las velocidades en las direcciones x e y promediadas en vertical; c(x,y,t) la concentración de la sustancia; Dx, Dy y Dz los coeficientes de dispersión, S la cantidad de la sustancia introducida en el medio; K es una tasa de degradación.

4.3.3.1. Coeficientes de dispersión.

Para el cálculo de los coeficientes de dispersión en los modelos numéricos se utilizan diferentes formulaciones dependiendo de las características numéricas del modelo matemático que se utilice ya que la dispersión obtenida será la suma de la generada por el término difusivo más la debida a los inevitables procesos de difusión numérica. Algunas de estas formulaciones se resumen a continuación:

1. D1 = K1 . ∆l .∆l / ∆t . Donde K1 varía entre 0,075 y 0,1 2. D1 = K2 . ∆l . U Donde K2 varía entre 0,03 y 0,15 3. D1 = K3 . ∆t . U . U Donde K3 varía entre 0,07 y 0,34


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4. D1 = K4 . U . d Donde K4 varía entre 0,1 y 10 5. Valor constante.

siendo: Dl - coeficiente de dispersión en la dirección del flujo. U - módulo del vector velocidad (m/seg.). ∆x - tamaño de la diagonal de la celda en la dirección del flujo (m/seg). ∆t - paso de tiempo utilizado en el cálculo (seg.). d - profundidad (m). K1, K2, K3, K4 - coeficientes adimensionales. En las fórmulas anteriores se calcula el coeficiente de dispersión paralelo al flujo D1. El coeficiente de dispersión perpendicular al flujo Dt se considera un orden de magnitud menor que Dl. Los coeficientes Dx y Dy que figuran en los modelos de calidad se calculan a partir de Dl y Dt. En general, con los coeficientes de dispersión se intenta tener en cuenta los movimientos no resueltos del flujo y por lo tanto los coeficientes de tipo 1-4 son apropiados cuando la dispersión es debida fundamentalmente a la distribución de la velocidad en vertical, es decir, cuando es necesario tener en cuenta los gradientes de velocidad vertical. Los coeficientes de tipo 5 son apropiados cuando la dispersión es debida a flujos resueltos con gran escala horizontal, por lo que la influencia de la dirección del flujo ya no es relevante. En este caso se puede asumir que Dx~Dy. Cuando los estudios se realizan con modelos tridimensionales se adoptan valores constantes para los tres coeficientes de dispersión Dx, Dy, Dz. Los coeficientes utilizados para la dispersión horizontal son de 1 m2/seg. mientras que para la dispersión vertical se ha considerado tres ordenes de magnitud menor.

4.3.3.2. Tasa de degradación.

K es un coeficiente de degradación que mide la variación de la concentración ci con el tiempo. Para el caso de la concentración de coliformes fecales, cuya secuencia de muerte se supone bien representada por un proceso cinético de


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primer orden, resultaría igual a 2,3/T90, en donde T90 es el tiempo necesario para que muera el noventa por ciento de los individuos. En este estudio para el cálculo de la constante de inactivación K se utilizó la siguiente fórmula obtenida como resultado de las campañas de campo y los ensayos en el laboratorio realizados en estudios similares:

K [día-1] = 2,533 x 1,040(T-20) x 1,012sal + 0,113 (io/cH.) (1-exp (-cH))

Donde T es la temperatura del agua, sal la salinidad, H es el espesor de la capa de agua considerada en los modelos tridimensionales, o la profundidad total para los modelos bidimensionales, c es el coeficiente de extinción de la luz en profundidad e io es la intensidad de la luz en la superficie del agua en los modelos bidimensionales o en la parte superior de cada capa en los casi-tridimensionales.

4.3.4. Casos estudiados

Con base en las cuatro trazas de posible disposición del emisario submarino se han analizado diversas alternativas de vertido, caracterizadas por su alejamiento con respecto a la línea de costa. En la tabla 8 se resumen los casos estudiados.

Alternativa Longitud (m) Caudal máximo (l/s) Observaciones

420 811 Fallo de la desinfección


520 811 Fallo de la desinfección 1








Costa 350 Fallo de la desinfección y alivio en costa

550 350 Fallo de la desinfección y alivio en costa

650 350 Fallo de la desinfección y alivio en costa

350 Fallo de la desinfección y alivio en costa 700

811 Fallo de la desinfección



3g


Tabla 8. Alternativas y longitudes de emisario analizadas.


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Con respecto a las situaciones de vertido modeladas, cabe señalar que se consideró inicialmente el vertido de todo el efluente tratado en la EDAR a través del emisario (811 l/s). Con posterioridad se realizaron otros cálculos considerando un volumen de vertido por emisario menor (350 l/s), siendo vertido el exceso de caudal mediante un alivio en costa. Por otro lado, se ha considerado que el caso más desfavorable de vertido es aquél en el que se produce un fallo en el proceso de desinfección, con lo que se tiene las mayores concentraciones de indicadores de contaminación fecal en el vertido. De este modo, la tubería submarina permite contar con un margen de seguridad frente a los posibles imprevistos que puedan suceder en el proceso de tratamiento del efluente.

4.3.5. Resultados.

El estudio del vertido en cada una de las situaciones anteriores ha permitido seleccionar las alternativas que, con un menor alejamiento con respecto a la costa, posibilitan el normal desarrollo de los usos de la zona, en especial, el de aguas de baño. A continuación se describen los principales resultados obtenidos para cada una de las cuatro trazas de colocación del emisario analizadas.

Alternativa 1 En la figura 32 se muestra la extensión de la zona de afección de la pluma, comparada para situaciones de vertido con longitudes de emisario de 420, 520 y 590 m, correspondientes al caudal máximo de tratamiento de la EDAR. En esta gráfica se representan las isolíneas de tiempo de superación de un umbral de concentración de 100 CF/100 ml. Como cabía esperar los valores más elevados de tiempo de superación se obtienen en la zona más próxima a la descarga. En el Anejo 5 se presentan con más detalle los resultados obtenidos, que han revelado que la situación de vertido más adecuada sería la correspondiente a una longitud de la tubería submarina hasta el inicio del tramo difusor de 470 m.


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Figura 32. Evolución espacial comparada del vertido para diferentes instantes de tiempo, isolíneas de 100 CF/100ml para los casos de 420, 520 y 590 m de longitud respectivamente vistos de

arriba hacia abajo, alternativa 1.


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Alternativa 2 En la figura 33 se muestran las gráficas de evolución temporal de la concentración de coliformes fecales en los puntos de control coincidentes con playas más próximos a la descarga del emisario, para el caso mas cercano (310 m) y alejado a costa (480 m). En estas gráficas se indica en rojo el valor umbral correspondiente a 100 CF/100 ml.

Figura 33. Tiempo de superación del umbral de concentración de 100CF/100ml para longitudes de emisario de 310 m (imagen superior) y 480m (imagen inferior), alternativa 2.


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Con base en los resultados mostrados en esta figura, se selecciona una longitud de emisario de 370 m.

Alternativa 3 En la figura 34 se representan las isolíneas de tiempo de superación de umbrales de concentración de 100 CF/100 ml y 250 CF/100 ml para la situación de vertido con alejamiento respecto a la línea de costa de 950 m, que resulta la más aconsejable para la alternativa de trazado 3.

Figura 34. Evolución espacial comparada del vertido para diferentes instantes de tiempo, isolíneas de 100 y 250 CF/100ml para el caso de traza sobre alternativa 3 y 950 m de longitud.


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Alternativa 3g Sobre esta alternativa, la solución de emisario más adecuada es la que presenta un alejamiento con respecto a la línea de costa de 700 m, como se puede apreciar en la figura 35, en la que se muestra la evolución temporal de la concentración de coliformes fecales en los puntos de control ubicados en las playas más próximas al vertido.

Figura 35. Evolución temporal de la concentración de coliformes fecales para la alternativa 3g vertiendo por un emisario de 700 m de longitud.

Sobre esta traza se ha analizado la posibilidad de vertido en costa del efluente y alivio del caudal excedente por encima de 350 l/s. Como cabía esperar, el vertido del efluente desinfectado y el alivio no originan afección de contaminación fecal sobre las playas de la zona. Sin embargo, el fallo en el proceso de desinfección daría lugar a una contaminación importante de las zonas de baño, tal como se muestra en la figura 36. Por tanto, la recomendación sería realizar el vertido por emisario submarino a 700 m de la costa, de modo que un posible fallo en el proceso de desinfección no implicara riesgo para el desarrollo del uso de aguas de baño.


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Figura 36. Isolíneas de 100CF/100ml (imagen superior) y tiempo de superación del mismo umbral de concentración (imagen inferior) para condiciones de vertido en costa sin desinfección.


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Resumen de resultados En la tabla 9 se presenta un resumen de las alternativas que se considera son más adecuadas para la disposición del vertido a través del emisario submarino, en función del comportamiento ambiental del efluente observado.

Longitud Alternativa

Emisario (m) Difusor (m)

Profundidad de

Vertido (m)**

1 520* 19 13,4

2 370 14 16,4

3 950 12 18,4

3g 700 12 17,9 * Incrementada para conseguir una mayor profundidad de vertido y alejamiento de la zona de rotura del oleaje ** Estimada con base a la información batimétrica disponible, considerando una elevación de las bocas de descarga con respecto al terreno natural del fondo de 1,5 m y superficie libre coincidente con la BMVE.

Tabla 9. Resumen de alternativas de vertido por emisario


MEMORIA 55

5. ESTUDIO HIDRÁULICO

5.1. INTRODUCCIÓN

En general se puede afirmar que el objeto principal del diseño hidráulico de un emisario submarino es asegurar su óptimo funcionamiento, que básicamente consiste en cumplir los siguientes requisitos:

Asegurar una distribución uniforme de los caudales en cada uno de los tubos elevadores para todo el abanico de caudales que esté previsto que circulen por el emisario.

Asegurar velocidades de no sedimentación en todos los tramos del emisario para los caudales más frecuentes, o bien velocidades apropiadas para la limpieza en caso de no ser evitable la sedimentación en la situación de normal explotación.

Adecuar las perdidas de carga en el emisario para los caudales previstos

de forma que se encuentren en los márgenes de la presión disponible en cabeza del emisario.

En este apartado se exponen los cálculos realizados para comprobar que el funcionamiento hidráulico del emisario terrestre y submarino es el adecuado, y se establece, basándose en el apartado anterior, la configuración del emisario submarino y el tramo de difusores.

El análisis hidráulico se ha realizado teniendo en cuenta la amplia variabilidad de caudales de funcionamiento del emisario (entre 55 l/s y 350 l/s), que podría condicionar la sección de la tubería y las pérdidas de carga en la misma. La determinación de las pérdidas de carga en los diferentes puntos singulares del sistema (puntos de aportación y cambios de tuberías), se ha llevado a cabo con el modelo de cálculo matemático EPANET 2.0 desarrollado por la División de Recursos Hídricos y Suministros de Agua (anteriormente División de Investigación del Agua Potable) del Laboratorio Nacional de Investigación para la Prevención de Riesgos (NRMRL) de la Agencia para la Protección del Medio


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Ambiente de EEUU (USEPA). Una breve descripción de las características del modelo se expone en el Anejo 6.

5.2. DEFINICIÓN DEL EMISARIO SUBMARINO Y EL TRAMO DIFUSOR

Para el diseño hidráulico del emisario se parte de la alternativa 3g. El tramo submarino, diseñado en P.E.A.D. (4 Atm) con DN650 (diámetro interior 581,8 mm), tiene una longitud de 1078 m de longitud total, con inicio en la cota -2,493 m. Todas las cotas están referidas al PMVE Bilbao, también utilizado como nivel de referencia para los cálculos de dilución. Para la definición de la configuración del tramo de difusores se han tenido en cuenta los cálculos realizados sobre la dilución inicial que han conducido a un diseño basado en 3 elevadores con dos difusores por elevador equipados con válvulas anti-retorno. La separación entre elevadores será de 6 m, siendo, por tanto, la longitud total de difusores de 18 m. Existe la posibilidad de añadir, en el extremo final de dicho tramo, una boca ciega de acceso para limpieza, que incrementa dicha longitud en 6 m (hay que indicar que el tramo de la boca ciega no se ha incluido en el modelo al no considerarse su funcionalidad como elemento de vertido). En cuanto al material y dimensiones de los elevadores, estos se construirán en P.E.A.D. (4 Atm) con DN315 (diámetro interior 290,8 mm), mientras que las conexiones con las boquillas estarán formadas por dos tuberías del mismo material y DN180 (diámetro interior 166,2 mm) con una longitud de 0,50 m, perpendiculares al tubo elevador y al eje del emisario. Finalmente hay que indicar que se dispondrá el emisario en el tramo de difusores enterrado bajo el lecho del fondo (a una profundidad aproximada de 1m) con una serie de protecciones (cuyo dimensionamiento previo se calculará en el siguiente apartado). Las cotas de la rasante del emisario en el punto de inicio del tramo de difusores es -23,163 m, con unas cotas de vertido de –21,083 m. Hay que señalar que estas profundidades de vertido son mayores que las empleadas en el apartado anterior para el cálculo de la dilución, por lo que dicho estudio se encuentra del lado de la seguridad.


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En la figura 37 se expone un esquema transversal de la disposición geométrica del emisario y los elevadores.

Figura 37. Esquema de disposición geométrica de los elevadores y válvulas anti-retorno

5.3. PÉRDIDAS DE CARGA

En la tabla 10 se expone un resumen de los resultados obtenidos con el modelo EPANET (que se presentan completos en soporte digital, en el Anejo 7).

VELOCIDAD PÉRDIDAS DE CARGA

Q inicio

Cota inicio Emisario(1) Elevador Difusor

Long emisario

Long tramo dif Elevador

Difusor+ válvulas

(l/seg) (m) (m/s) (m/s) (m/s) (m) (m) (m) (m)

370.33 5.06 1.39 1.85 2.85 2.65 0.15 0.27 1.46

151.04 1.59 0.57 0.76 1.16 0.47 0.03 0.04 0.52

91.05 1.09 0.34 0.46 0.70 0.18 0.01 0.03 0.35

55.00 0.88 0.21 0.28 0.42 0.07 0.00 0.01 0.27

(1) Velocidad al comienzo del tramo difusor

Tabla 10. Pérdidas de carga (m.c.a.) en los diferentes tramos del emisario

5.4. VELOCIDAD CRÍTICA DE LIMPIEZA DE LA TUBERÍA

Para evitar los efectos indeseables de la sedimentación es necesario realizar una limpieza periódica del emisario, aumentando hasta un umbral dado y durante cierto tiempo la velocidad de circulación del efluente por el mismo. Esta velocidad se denomina velocidad crítica de autolimpieza de la tubería. Con ella se asegura la puesta en suspensión de los sedimentos acumulados.

6 1

5 1

DN Ø

Tuberia 630 581.8

Elevador 315 290.8

Difusores 180 166.2


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Dicha velocidad crítica corresponde a una tensión tangencial (τ) que se expresa como:

gRIρτ =

donde:

ρ es la densidad del agua;

g aceleración de la gravedad;

R radio hidráulico I pendiente de la línea piezométrica

Por otro lado, de la fórmula de Manning, se tiene:

21

321IR

nV =

donde: V es la velocidad media; y n el coeficiente de fricción de Manning. Combinando estas dos fórmulas para V se obtiene:

gn

RV

ρ

τ61

=

En la literatura especializada se recomienda un valor de τ de 4 N/m2 como tensión crítica de autolimpieza para colectores en alcantarillados unitarios. Así, para una tubería de diámetro nominal 630 (Ø 581,8 mm) y un coeficiente de fricción por Manning de 0,010, la velocidad crítica es 1,47 m/seg.

5.5. TIEMPO DE LIMPIEZA

En el caso que nos ocupa la limpieza se realizará mediante almacenado de un determinado volumen y su posterior evacuación. Esta operación debe repetirse hasta conseguir la duración necesaria para la operación de limpieza.


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La velocidad media de autolimpieza será la velocidad media por encima de la crítica de autolimpieza, que ha quedado fijada previamente en 1,47 m/seg. El tiempo necesario para evacuar los sedimentos acumulados a lo largo de la tubería del emisario será igual al que tarde una partícula sedimentada en ir desde el principio del emisario hasta su final, viajando a la velocidad media de autolimpieza. Debido a que se necesita cierto tiempo adicional para poner los sedimentos en suspensión, ya que algunos de éstos se arrastran por el fondo y no se desplazarán con la velocidad del flujo, se optará un coeficiente de mayoración K del tiempo igual a dos. Por lo tanto, el tiempo necesario de limpieza se expresa de la siguiente forma:

media

emisario

V

LKT =lim

Por lo tanto, para la longitud del emisario de 1078 m. y una velocidad media de autolimpieza igual a 1,47 m/seg, el tiempo de limpieza necesario será de 24,5 minutos. Dado que para conseguir una velocidad media de 1,47 m/s es necesario evacuar un caudal de 0,39 m3/seg, el volumen almacenado para limpieza ha de ser al menos de 573,5 m3.

5.6. PERIODICIDAD DE LIMPIEZA

Para calcular la periodicidad de limpieza del emisario se hacen las siguientes hipótesis:

Los sólidos en el emisario se comportan como sedimentos no cohesivos.

El criterio de “Shields” es válido y se utiliza para establecer el diámetro crítico de inicio de movimiento.

No se hace distinción entre arrastre por fondo y de sólidos en suspensión.

Una vez movidas las partículas con el diámetro crítico todas las demás con menor diámetro están en movimiento.


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No se toma en cuenta la reducción de la sección producida por la acumulación de sedimentos.

El caso más desfavorable que se puede dar en la práctica, desde el punto de vista de sedimentación en el emisario, es la circulación de aguas depuradas a nivel de primario (concentración de sólidos en suspensión del orden de 107 mg/l) y con un caudal medio de 0.091 m3/seg.

En el fondo del emisario se forma fango con proporción sólidos-agua de aproximadamente 0,06.

El peso específico de los sólidos es 65.2=sρ T/m3 y el del fango

03.1=fρ T/m3

El volumen del fango acumulado en el emisario no puede ser mayor del 25% del volumen del emisario.

El coeficiente de fricción es de 0.010 (siendo ya este valor el más desfavorable)

El diámetro de inicio de movimiento para el caso de los sólidos es de 0.6 mm. Todas las partículas por encima de este diámetro sedimentarán y las otras serán evacuadas al medio marino. El intervalo entre operaciones de limpieza “TL” se puede calcular por las fórmulas:

fangos

fangos

Lq

VT =

emisariofangos VKV 1=

M

fs

sfangos K

K

QCq

ρ=

donde:

fangosV es el máximo volumen permisible de fangos en el fondo del emisario;


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emisarioV volumen del emisario.

1K proporción volumen de fangos del volumen del emisario;

fangosq caudal de acumulación de fangos;

Q caudal en el emisario;

Cs concentración de sólidos en el efluente;

Ks proporción de los sedimentos en los fangos;

fρ peso específico de los fangos;

KM proporción de sedimentos sólidos en el emisario del total introducido.

Sustituyendo en las fórmulas se obtiene:

[ ] [ ]díamsegmq fangos

33 9.10000126.080.0103006.0107.0091.0

==××

×=

365.7159.28625.0 mV fangos =×=

díasTL 57.69.1065.71

==

A la vista de este resultado se recomendaría realizar la limpieza del emisario al menos una vez cada 6 días.

5.7. LIMPIEZA DE BURBUJAS DE AIRE DEL EMISARIO

Siguiendo las recomendaciones del fabricante Pipelife Norge AS en su “manual técnico para instalaciones submarinas de tuberías de polietileno” se determina que la velocidad crítica para eliminar las burbujas de aire presentes en la tubería, viene dada por la siguiente expresión:

Vc= f(Di·sen (α)) Siendo


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Di = Diámetro interno de la tubería (m) α = gradiente de la tubería

En una expresión simplificada se puede relacionar Vc en función de iDg ⋅

siendo g la aceleración de la gravedad equivalente a 9.81 m2/s.

Vc= K· iDg ⋅

Siendo k función de )(αsen

Así mismo para una pendiente del emisario de α = 1.13º, se obtiene un valor de K= 0.4 con lo que resulta:

Vc = 0.96 m/s


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6. OLEAJE DE DISEÑO Y PROTECCIONES

6.1. ESTABLECIMIENTO DEL OLEAJE DE CÁLCULO

El conocimiento del clima marítimo de la zona de tendido del emisario submarino constituye un aspecto fundamental a la hora de analizar su estabilidad y dimensionar las protecciones del mismo, y de definir su proceso constructivo. En este sentido se debe determinar el régimen extremal de oleaje, al objeto de establecer la altura de ola máxima que puede incidir con una cierta probabilidad sobre el emisario, tanto en el proceso de fondeo, como a lo largo de su vida útil. A continuación se determina el oleaje de diseño, o altura y periodo de la ola máxima asociada a la vida útil prevista para el emisario. La altura de ola de cálculo se ha establecido siguiendo las normas especificadas en la ROM.02-90 "Acciones en el proyecto de obras marítimas y portuarias" (cálculo de la vida útil, riesgo máximo admisible y período de retorno). El paso previo para abordar cualquier diseño es establecer el período de retorno para el que la estructura en cuestión debe ser construida.

6.1.1. Periodo de retorno

De acuerdo con la ROM.02-90 "Acciones en el proyecto de obras marítimas y portuarias", la elección de este valor debe efectuarse para cada tipo (obra rígida o deformable) y fase de proyecto (construcción o servicio), teniendo en cuenta el nivel de seguridad requerido por el carácter específico de la obra. Para ello es necesario especificar dos variables: la vida útil de la estructura y el riesgo máximo admisible. El período de retorno que determina la altura de diseño es función de la vida útil prevista para la estructura en cuestión. De acuerdo con la ROM.02-90, la vida útil se establece, para cada proyecto, siguiendo las pautas recogidas en la Tabla 2.2.1.1 de la citada publicación, la


MEMORIA 64

cual, con el fin de facilitar su consulta, se ha incluido, con la misma numeración, en el presente trabajo (figura 38).

Figura 38. Vidas útiles mínimas para obras o instalaciones de carácter definitivo.

Según la leyenda que incluye esta tabla, la obra objeto de estudio puede considerarse como obra de infraestructura general de nivel 2, por lo que la vida útil mínima admisible es de Lf = 50 años.


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Una vez fijada la vida útil queda por establecer el riesgo máximo admisible que, siguiendo la normativa, debe calcularse para cada tipo (rígida o deformable) y fase (en construcción o servicio) del proyecto. Para la fase de servicio el nivel de riesgo se calcula de acuerdo con la Tabla 3.2.3.1.2. de la citada publicación, correspondiente a la figura 39 del presente informe.

Figura 39. Riesgos máximos admisibles para la determinación, a partir de datos estadísticos, de valores característicos de cargas variables para fase de servicio y condiciones extremas.


MEMORIA 66

Así, si se trata de una obra deformable, el riesgo se fijará con el criterio de iniciación de averías (a), mientras que si es una obra rígida se utilizará el criterio de destrucción total (b). Independientemente del tipo de estructura, la utilización de las tablas de la figura 39 requiere establecer la posibilidad de pérdidas humanas y la repercusión económica en caso de inutilización de la misma. Para el tipo de obra que nos ocupa, obra de infraestructura general de nivel 2, la posibilidad de pérdidas humanas es reducida y la repercusión económica en caso de inutilización de la obra ha sido considerada, en primera aproximación, moderada. Para obtener un valor más realista es preciso estimar, de acuerdo con la tabla, el índice r definido como:

Inversión

indirectas e directas pérdidas de Coste=r

r < 5 BAJA 5< r < 20 MEDIA r > 20 ALTA para lo cual es preciso efectuar un estudio económico, lo que se sale totalmente del contexto del presente estudio. De esta forma, considerando una posibilidad de pérdidas humanas reducida y una repercusión económica media, los riesgos máximos admisibles que se obtienen para la fase de servicio son: E = 0.30 (estructura flexible). Una vez fijada la vida útil y el riesgo máximo admisible el período de retorno se calcula a través de la ecuación:

pag.65) 90-0.2 (ROM R

1-1-1=E 10L

Lf

f

≥


MEMORIA 67

que, para R altos puede aproximarse como:

E = 1 - [- L / R]fexp

y despejando

R = - L

(1 - E) años

f

ln

de donde se obtienen los períodos de retorno de diseño para los distintos tipos de estructuras.

e)(deformabl años = )0.-(1

= R 14030ln

50−

6.1.2. Determinación del oleaje de diseño.

Para la determinación del oleaje en la zona correspondiente al periodo de retorno anterior se dispone de la información recogida en la ROM.03-91 "Oleaje". En la figura 40 se recoge los datos incluidos en dicha publicación para la zona en la que se enmarca el área de estudio. El régimen extremal escalar proporcionado en el gráfico D de la figura 40 se basa en los registros instrumentales escalares de las boyas de Bilbao y Gijón (ver figura 41) Con base en este gráfico se obtiene que la altura de ola significante (Hs) correspondiente a un periodo de retorno de 140 años es de unos 10 metros, con un periodo de pico asociado (calculado a partir de la expresión ajustada para la boya de Bilbao) de aproximadamente 18 s. La altura de ola máxima de cálculo será, Hmáx = 1,8 x Hs = 18 m. Sin embargo, puesto que la profundidad del fondo marino en el tramo final de la tubería es del orden de unos 21 m (con respecto al NMM local), la ola anterior habría roto antes de llegar a alcanzar dicha zona. No en vano, la máxima ola que puede desarrollarse en la zona de vertido de la tubería submarina es de 0,78 x 21 = 16, 4 m, a la que corresponde una altura significante de 9,1 m. Para esta ola, puede suponerse un periodo similar al indicado anteriormente.


MEMORIA 68

Figura 40. Información de oleaje para la zona de estudio (ROM.03-91 "Oleaje").


MEMORIA 69

Figura 41. Regímenes extremales de oleaje en la costa cantábrica (ROM.03-91 "Oleaje").

6.2. DIMENSIONAMIENTO DE ESCOLLERAS DE PROTECCIÓN

El grado de estabilidad de las piezas de protección necesarias puede estimarse empleando diversas formulaciones. Entre ellas cabe destacar las formulaciones de inicio de movimiento, para las que la estabilidad viene definida por el ratio entre las fuerzas estabilizadoras (gravedad) y las desestabilizadoras (esfuerzos cortantes). El inicio de movimiento es un problema que ha sido tratado por diversos autores, dando formulaciones que relacionan parámetros del material (densidad y diámetro) con parámetros del oleaje (amplitud del movimiento y periodo). Para el caso de escolleras sometidas a la acción del oleaje, van Rijn (1993) propuso:


MEMORIA 70

gDs

bcrit )( ρρ

τψ

−=

donde

critψ es el parámetro de inicio de movimiento de Shields 2

41

bwb uf⋅= ρτ es la tensión cortante del oleaje

+−=

− 19,0

2,56exps

bw

k

Af es el coeficiente de fricción

Ab es la amplitud del movimiento en el fondo (ub/w)

Ks es la rugosidad de lecho

D es el diámetro de las piezas

ρs es la densidad de las piezas

En el gráfico de la figura 42 se muestran las curvas que definen el inicio de movimiento y suspensión del material del fondo para el caso de fondo plano. En él puede apreciarse que la curva de Shields resulta poco conservadora, habiéndose medido el movimiento frecuente o permanente de partículas del lecho.

Figura 42. Inicio de movimiento y suspensión para una corriente sobre fondo plano, Delft Hydraulics (1972). Fuente: Van Rijn (1993).


MEMORIA 71

Para el cálculo del tamaño de las escolleras de protección se ha obtenido la velocidad inducida por el oleaje en el fondo a partir de la teoría lineal de ondas de Airy. Para la aplicación de la formulación de Van Rijn (1993) se ha considerado un

valor de la rugosidad del fondo de 9075,1 Dks = y un parámetro de inicio de

movimiento de 0.04, con lo que se tiene un peso de escollera de unos 1.000 kg. Además, debe tenerse en cuenta la conveniencia de proteger adecuadamente los tubos elevadores, frente a posibles impactos.


MEMORIA 72

7. RESUMEN Y CONCLUSIONES

Se ha realizado un estudio sobre la dispersión del vertido y el funcionamiento hidráulico del emisario submarino de Gorliz. Este estudio se ha basado en la caracterización de la hidrodinámica marina originada por la acción de la marea astronómica y el viento y la utilización de herramientas numéricas. Para el diseño ambiental del emisario se han considerado cuatro trazas posibles para la disposición de la tubería submarina. La evolución de la pluma se ha definido considerando diferentes situaciones de vertido sobre cada traza, caracterizadas por su alejamiento con respecto a la costa, y el seguimiento de indicadores de contaminación bacteriológica (coliformes fecales). Sobre cada traza considerada se ha definido una longitud óptima del emisario submarino de modo que se garantice el desarrollo de los usos de aguas de baño en la zona. La longitud del tramo difusor se ha definido teniendo en cuenta la consecución de una dilución inicial mínima del caudal que no se supera durante el 95% del tiempo, mayor que 100 a 1. Para la alternativa seleccionada entre las cuatro anteriores se ha analizado las condiciones hidráulicas de funcionamiento del emisario y se ha definido el oleaje de cálculo y el peso mínimo de las protecciones submarinas. Las conclusiones principales de los trabajos realizados son las siguientes:

Las corrientes medias originadas por la marea astronómica en la zona próxima al vertido apenas si alcanzan los 5 cm/s, con valores máximos superiores a 10 cm/s.

Las velocidades medias generadas por el viento en la zona del vertido

varían según la dirección del mismo, correspondiendo los valores más elevados a los del viento del norte. Las corrientes medias máximas calculadas superan los 10 cm/s, siendo de similar magnitud a las originadas por la marea astronómica.


MEMORIA 73

Los resultados obtenidos del estudio de dispersión reflejan que, a medida que el emisario se sitúa más próximo a la ensenada de Plentzia, la longitud requerida para garantizar la protección de las playas es mayor. Así mismo, a medida que aumenta la profundidad de vertido, la longitud de tramo difusor necesaria se reduce. En la tabla adjunta se muestra un resumen de las alternativas de vertido propuestas. Entre ellas, la indicada en negrita es la que ha servido de base para el desarrollo de los cálculos hidráulicos.

Alternativa Alejamiento del vertido (m)

Profundidad de vertido(1) (m)

Longitud tramo difusor

(m)

Número de elevadores

Número de bocas de descarga

Separación entre bocas (m)

1 520 13,4 19 3 6 9,5

2 370 16,4 14 3 6 7,0

3 950 18,4 12 3 6 6,0

3g 700 17,9 12 3 6 6,0

(1) Estimada con base a la información batimétrica disponible, considerando una elevación de las bocas de descarga con respecto al terreno natural del fondo de 1,5 m y superficie libre coincidente con la BMVE.

Las características de los elementos del tramo difusor del emisario se han

definido con el objetivo de minimizar las pérdidas de carga y garantizar la evacuación del efluente sin necesidad de disponer de equipos de bombeo.

La solución propuesta consiste en una tubería de P.E.A.D. con DN650

(diámetro interior de 581,8 mm) para el emisario y diámetros de DN315 (diámetro interior de 290,8 mm) y DN180 (diámetro interior de 166,2 mm) para los tubos elevadores y bocas de descarga, respectivamente.

El caudal máximo de evacuación por el emisario es de 350 l/s, vertiéndose

el caudal excedente mediante un alivio en costa. Dicho alivio cumple los requisitos establecidos al respecto por la Instrucción de 1993.

La limpieza del emisario, que requiere de la consecución de una velocidad

de autolimpieza de 1,47 m/s y el mantenimiento de la misma durante un periodo de tiempo de 24,5 minutos, precisa la disposición de un volumen de almacenamiento de efluente de unos 574 m3. La periodicidad de limpieza aconsejable es de una vez cada 6 días.

La velocidad crítica para eliminar las burbujas de aire presentes en la

tubería es 0.96 m/s.


MEMORIA 74

El oleaje que debe soportar la tubería a lo largo de su vida útil se

caracteriza por una altura máxima de 16,4 m y un periodo de pico asociado de 18 s. Bajo esta solicitación, el peso mínimo de escollera necesario para la protección de la tubería enterrada en zanja en el fondo marino es de 1 tonelada.


ANEJO 1. DESCRIPCIÓN DE LOS MODELOS NUMÉRICOS H2D Y H2DZ


ANEJO 1 1

1 INTRODUCCIÓN

La definición de los desplazamientos de las masas de agua del litoral es una tarea

compleja, que requiere el empleo de herramientas numéricas.

Diversos son los agentes que pueden contribuir a dicho movimiento (marea,

viento, oleaje), generando diferentes efectos, tanto en dirección y magnitud,

como en profundidad. Así, mientras, el movimiento generado por la marea puede

considerarse prácticamente homogéneo en la dirección vertical, el producido por

el viento es claramente variable en profundidad. Por lo que, cada fenómeno,

requiere la consideración de sus características específicas.

En este apéndice se describe las herramientas numéricas utilizadas para el

modelado matemático de las corrientes generadas por la marea astronómica

(modelo H2D) y para la estimación del efecto del viento (modelo H2DZ).

El modelo H2D es un modelo hidrodinámico bidimensional que integra las

ecuaciones de onda larga promediadas en vertical, mientras que el modelo H2DZ

es un modelo cuasi-tridimensional, lo que permite resolver la estructura variable

en vertical de las corrientes debidas al viento.


ANEJO 1 2

2 MODELO H2D

2.1 DESCRIPCIÓN DEL MODELO H2D

El modelo numérico hidrodinámico bidimensional H2D se deriva de las

ecuaciones de Navier-Stokes que gobiernan el movimiento de un fluido y que,

para el caso de fluido incompresible, son:

Ecuación de conservación de la cantidad de movimiento:

∂

∂++−∇=

j

ij

xgp

Dt

Du τρρ (1)

Ecuación de continuidad:

0=∇u (2)

donde:

ρ = densidad del fluido.

u = vector de velocidad (u, v, w).

p = presión.

g = aceleración de la gravedad.

τij = tensión tangencial en la dirección i sobre el plano j.

D/Dt = derivada material.

∇ = gradiente.

jx∂

∂ = derivada parcial.

La integración en vertical para ondas largas de las ecuaciones de cantidad de

movimiento y continuidad conduce a las siguientes expresiones:


ANEJO 1 3

Conservación de cantidad de movimiento:

x)

[ ])()(1)()(

.2

)()(

2

2

2

2

22

hy

HuNy

x

HuNx

x

gH

xgHHvf

y

Hvu

x

Hu

t

Hu

xzxz

o

o

o

−−+

∂

∂+

∂

∂+

+∂

∂−

∂

∂−=−

∂

∂+

∂

∂+

∂

∂

τητρ

ρ

ρ

η

(3)

y)

[ ])()(1)()(

.2

)()(

2

2

2

2

22

hy

HvNy

x

HvNx

y

gH

ygHHuf

y

Hv

x

Hvu

t

Hv

yzyz

o

o

o

−−+

∂

∂+

∂

∂+

+∂

∂−

∂

∂−=+

∂

∂+

∂

∂+

∂

∂

τητρ

ρ

ρ

η

(4)

Ecuación de continuidad:

0=∂

∂+

∂

∂+

∂

∂

t

H

x

Hv

x

Hu (5)

Las variables dependientes del problema son η, u , v y ρo que representan la

elevación de la superficie libre sobre el nivel de referencia (Figura 1), las

velocidades promediadas en vertical en las direcciones x e y respectivamente y la

densidad media en cada punto de cálculo.

El resto de los términos de la ecuación son:

H = altura de agua (H = h + η).

f = parámetro de Coriolis ⇒ f = 2 Ω senφ

Ω = velocidad angular de la tierra = 7,29 10-5 s

–1

φ = latitud.

Nx , Ny = coeficientes horizontales de viscosidad de remolino.

τxz (η),τyz(η ) = tensiones tangenciales en la superficie libre en la

dirección x e y. Por ejemplo, en el caso del viento, las

tensiones generadas se pueden expresar de la siguiente

forma:


ANEJO 1 4

] 22)(yxx

o

aazv

o

xz WWWCz

uN +=

∂

∂=

= ρ

ρ

ρ

ητη (6)

] 22)(yxy

o

a

azv

o

yzWWWC

z

vN +=

∂

∂=

= ρ

ρ

ρ

ητη (7)

donde:

Ca = coeficiente de fricción por viento.

Wx y Wy = velocidades del viento en las direcciones x e y a 10 m sobre

la superficie libre.

ρa = densidad del aire (1/800 kg/m3).

τxz (-h), τyz (-h) = tensiones tangenciales en el fondo en la dirección x e

y.

Figura 1. Sistema de referencia.

El modelo permite una fricción por fondo variable según la profundidad,

mediante la fórmula de Colebrook:

∗∗=

K

HC

12log18 (8)

donde:

C = coeficiente de fricción de Chezy.

K = rugosidad de Nikuradse.

η y

z

NMM

h

x


ANEJO 1 5

Y la expresión de las tensiones en el fondo se puede entonces expresar como:

HC

vuugh

o

xz

2

22

)( +=

ρ

τ (9)

HC

vuvgh

o

yz

2

22)( +

=ρ

τ (10)

Debido a la posibilidad de tener en cuenta la influencia en el movimiento de los

gradientes horizontales de densidad media, se necesitan tres ecuaciones más: dos

ecuaciones de conservación de temperatura y salinidad respectivamente, y una

ecuación de estado que relacione a la densidad con estas dos variables:

Ecuación de conservación promediada en vertical:

Py

cHD

yHx

cHD

xHy

cv

x

cu

t

cyx

+

∂

∂

∂

∂+

∂

∂

∂

∂=

∂

∂+

∂

∂+

∂

∂ 11 (11)

Ecuación de estado:

),( STρρ = (12)

donde:

c = valor promediado de la temperatura (T) o de la salinidad (S).

Dx, Dy = coeficientes de dispersión horizontal.

P = fuentes o sumideros.

Como ecuación de estado el modelo utiliza la fórmula stándard de la UNESCO

(UNESCO, 1982).

Para resolver el sistema de ecuaciones descrito se emplea un método implícito de

dirección alternada usado por Leendertse (1970). El método emplea un esquema

centrado con dos niveles de tiempo, resultando tener una aproximación de

segundo orden en espacio y tiempo.


ANEJO 1 6

A medida que resolvemos cada paso de tiempo, vamos obteniendo los valores de

la velocidad (u, v) y de la superficie libre en cada uno de los puntos de la malla.

Seguido por el cálculo de la densidad, al resolver de forma explícita las

ecuaciones de transporte de T y S.

El resultado final resulta ser el campo de velocidades, niveles y densidades para

cada punto y a lo largo del tiempo.

2.2 APLICACIÓN DEL MODELO H2D

El modelo H2D divide la zona de estudio en celdas rectangulares en las que

calcula la velocidad (u, v) y el nivel (η), configurando el conjunto de estas celdas

la malla de estudio. Las dimensiones de esta malla son función del tamaño del

área a analizar y su resolución depende del grado de detalle requerido.

El modelado hidrodinámico mediante H2D requiere especificar los siguientes

datos de partida:

a) Acciones: marea y/o caudales de entrada y salida.

b) Contornos: batimetría, condiciones en los bordes (de nivel o de caudal).

c) Coeficientes: rugosidad, viscosidad de remolino.

La aplicación del modelo hidrodinámico precisa de la especificación de los

valores de los coeficientes de rugosidad del fondo y de viscosidad de remolino.

Para la determinación de los valores de estos coeficientes se ha acudido a la

formulación existente de diversos autores.

Se han empleado diversas formulaciones para obtener el coeficiente de rugosidad

de fondo (Chezy):

• Gerritsen y Bijlsma (Mar del Norte).

C = 65 h ≤ 40


ANEJO 1 7

C = h + 25 40 ≤ h ≤ 65

• White-Colebrook.

C = 18 x log (12R/Ks) ≈ 26,4 (h/Ks)1/6 (13)

siendo Ks = rugosidad del fondo.

En el caso que se analiza se obtiene:

C ≈ 100 en zonas profundas.

C ≈ 50 en zonas someras.

• Gerritsen y Bijlsma (Plataforma continental holandesa)

C = 50-70

A través del coeficiente de viscosidad de remolino se tiene en cuenta la

importancia de los fenómenos turbulentos así como los efectos debidos a

promediaciones espaciales como son:

• La promediación en vertical de las ecuaciones de cantidad de movimiento.

• La promediación en horizontal para el tamaño de las celdas de la malla.

• La dispersión numérica debida a la transformación de las ecuaciones

diferenciales en ecuaciones en diferencias finitas.

Una primera estimación del coeficiente se puede realizar a partir de una

expresión en función del tamaño de celda elegido para la discretización y de la

velocidad representativa:

E(m2/seg.) = K∆xu (14)

siendo:

K = coeficiente que varía entre 0,05 y 0.15

∆x = tamaño de celda.

u = velocidad.


ANEJO 1 8

3 MODELO H2DZ

Las velocidades generadas por efecto del viento puede considerarse que

constituyen un movimiento de trayectoria plana, cuyo campo de velocidad

inducido debe ser variable en profundidad. Sólo en el caso de muy pequeñas

profundidades podría admitirse que el efecto del viento es totalmente transmitido

hasta el fondo, con lo que las ecuaciones de Navier-Stokes de continuidad y

cantidad de movimiento siguen siendo representativas.

Considerando las siguientes hipótesis, en general válidas para situaciones de flujo

originadas por viento constante y permanente:

• Campo de velocidades estacionario

• Gradientes horizontales de las componentes de la velocidad despreciables

• Componente vertical de la velocidad despreciable

• Distribución hidrostática de presiones

la ecuación de cantidad de movimiento puede expresarse de la siguiente forma:

gx = v

U

z

2

2

∂

∂

∂

∂

η (15)

pudiendo adoptarse para la velocidad una distribución parabólica:

U(z) = z + z + 2α β γ (16)

Los coeficientes α, β y γ se determinan con las condiciones de contorno en la

superficie y en el fondo.

Las hipótesis anteriores hacen que el modelo se considere válido para la

evaluación del campo de velocidades originado por un viento estacionario en

dirección y velocidad en zonas de plataformas suaves con profundidades

pequeñas. Todas estas condiciones se satisfacen en la zona de ubicación del

emisario submarino.


ANEJO 1 9

La mecánica operativa para la resolución de este modelo consiste en el cálculo de

las componentes U, V promediadas en vertical y la posterior obtención de la

distribución de las componentes de velocidad puntual u y v en profundidad,

mediante la aproximación parabólica reseñada.

Las diferentes constantes se calculan suponiendo las condiciones de no

deslizamiento en el fondo (u, v = 0) e igualando el valor de la tensión tangencial

en superficie con la producida por el viento, que se supone proporcional al

cuadrado de la velocidad.

Las expresiones resultantes son las siguientes:

U(z) = 3

4a -3

2U

z

h- 1 +

z

h+1

2

(17)

V(z) = 3

4b -3

2V

z

h- 1 +

z

h+1

2

(18)

siendo a = H y b =

Hsx syτ

ρν

τ

ρν

En donde τs es la tensión tangencial debida al viento (τs = cw2) de componentes

τsx y τsy.

El modelo cuasi-tridimensional utiliza la malla de estudio generada con

anterioridad para la ejecución del modelo H2D. Este modelo requiere como datos

de partida los siguientes:

a) Acciones: viento.

b) Contornos: márgenes, batimetría.

c) Coeficiente de arrastre.

Los valores que se asignan a cada uno de los parámetros y condiciones anteriores

son los siguientes:

a) Acciones: viento

b) Contornos.


ANEJO 1 10

b.1) Márgenes:

Las condiciones de contorno en la malla se especifican en función de la dirección

en la que actúe el viento, de forma que se consiga una adecuada representación

del movimiento de las masas de agua.

b.2) Batimetría:

La batimetría utilizada procede de la malla utilizada en la ejecución del modelo

"H2D" para la obtención de las velocidades generadas por la marea.

c) Coeficiente de arrastre.

En lo que se refiere al coeficiente de arrastre (CD), su valor puede estimarse a

partir de diversas formulaciones, habiéndose considerado como valor adecuado

para el coeficiente de arrastre CD = 0,0026.

Estudio Impacto Ambiental_3_1

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