La Instrucción de Grandes Presas de 1967 (1) nacida por la rotura de la Presa de Vega de Tera tenía vigencia en las presas ya construidas sólo en lo referente a la necesidad de disponer Normas de Explotacion y un Archivo Técnico. Las presas construidas tras su entrada en vigor fueron diseñadas bajo estos criterios, pero en las presas anteriores, el proyectista utilizaba los coeficientes de seguridad que circulaban en versiones previas a la Instrucción, o a su propio juicio por falta de legislación específica. El Reglamento de 1996 (2 ) tenía retroactividad en todas las presas ya construidas en materia de análisis del riesgo potencial frente a la rotura pero en el resto de aspectos técnicos de diseño los titulares privados no tenían obligación de su aplicación. En 2003 el Comité Nacional Español de Grandes Presas publica la guía técnica número 2 (3) donde establece y actualiza los criterios para el diseño de presas, que son referencia en el ámbito especializado, y define coeficientes de seguridad y periodos de retorno de las avenidas en base a la clasificación de presas.

Estas legislaciones y recomendaciones demandan de alguna manera su regulación para analizar el parque existente bajo un mismo criterio. En 2008 con la modificación del Reglamento del Dominio Público Hidráulico (4) el Ministerio dedica un nuevo título relativo a la seguridad de presas, embalses y balsas; y anuncia, entre otros aspectos, la redacción de unas futuras Normas Técnicas de Seguridad de Presas que unifiquen la regulación con aplicación a todas las presas existentes. Desde entonces, se han elaborado 4 versiones de borradores que culminan en el Proyecto de Real Decreto (5) para la aprobación de las Normas Técnicas con la reciente publicación por parte del Ministerio en 2019 para participación pública. En consecuencia, será obligatorio el análisis de la seguridad del sistema presa-embalse comprendiendo aspectos estructurales, hidrológicos, sísmicos, y todos aquellos relativos al correcto funcionamiento y explotación. Esta normativa retroactiva supondrá un importante esfuerzo para los concesionarios o titulares privados, teniendo en cuenta el gran número de presas de titularidad privada construidas en la mitad del siglo XX.

Para analizar la justificación de este requerimiento y en base a la repercusión y consecuencias que tiene la revisión estructural, se plantea este estudio analizando la seguridad al deslizamiento de seis presas y que presentamos en los siguientes apartados. El análisis se centra en el modo de fallo al deslizamiento por ser la principal causa de fallo de presas de gravedad según el ICOLD (6), utilizando métodos numéricos y adicionalmente mediante una serie de trabajos experimentales que los sustentan.

El deslizamiento de presas siempre ha preocupado a la comunidad ingenieril, investigando y aprendiendo de fallos. En 1895 se produjo la catástrofe de la presa francesa de Bouzey (7) quizá la primera con consecuencias catastróficas bien documentada. Unas 200 personas murieron por la inundación. La comunidad científica se volcó en el estudio de las causas y la principal conclusión fue, que existía un factor, realmente importante, no tenido en cuenta hasta ese momento en los cálculos. La presa era estable, pero las filtraciones bajo la presa habían producido un empuje vertical hacia arriba, que se empezó a llamar subpresión, o presión intersticial que explicaba las razones del desastre. La distribución lineal de tensiones verticales supuesta bajo la presa no era real, ya que la subpresión introducía otras cargas verticales de sentido opuesto.

No fue hasta el último tercio del siglo XX, cuando el “Bureau of Reclamation”, estableció la metodología de cálculo para el proyecto de presas de gravedad, “Design of Small Dams, 1965” (8) y “Design of Gravity Dams, 1976”(9), donde se contempla la subpresión, debida al agrietamiento del contacto en el tacón de aguas arriba, y una distribución de empujes superior a la ley teórica triangular.

Con estos criterios se han diseñado las presas de gravedad, y de contrafuertes, especialmente hasta los años 70 (10), adoptando una ley lineal de tensiones en su base, aunque ya existía la inquietud generalizada por determinar la distribución real de tensiones verticales en el contacto. En 1971, Zienkiewicz, inicio la aplicación del método de los elementos finitos en ingeniería civil publicando, “The Finite Element Method in Engineering Science”(11). Esta revolucionaria metodología, puso de manifiesto la posible aparición de tracciones y agrietamientos en el pie de aguas arriba de este tipo de presas.

En años posteriores la ingeniería clásica en España incorpora la posibilidad de la existencia de un agrietamiento y la importancia de la subpresión en la estabilidad al deslizamiento (12), (13). En 1999 se presentan los resultados a este problema planteado en el Benchmark del ICOLD (14) de Denver utilizando modelos de elementos finitos, simulando la interfase del cimiento presa-roca y considerando la mecánica de la fractura en elementos cementosos. En 2004, el ingeniero italiano Giovanni Ruggeri lidera dos grupos de trabajo en el ICOLD europeo que culmina con la publicación de dos excelentes Informes Técnicos relativos a la subpresión (15) actualizando el estado del arte respecto a la estabilidad al deslizamiento (16).

Son muchos los estudios que ahondan en el tema. Destaca por su desarrollo, el análisis de Cai (17) utilizando modelos no lineales en el hormigón de una presa para calcular los agrietamientos, y sus efectos en la seguridad al deslizamiento en comparación con la mecánica clásica. Casi simultáneamente, los profesores Barpi y Valente del Politécnico de Turín (18) hacen un análisis similar pero considerando la mecánica de la fractura en la formación y progresión de la grieta. Ambas referencias ponen en evidencia la incertidumbre en el campo de la estabilidad, pero adolecen de contrastes experimentales.

Moftakhar y Ghafonry (19) en 2011, analizan una presa de gravedad, aplicando los criterios de las tres Agencias norteamericanas de seguridad de presas y comparando sus resultados con los de un modelo de elementos finitos con distribuciones no lineales de tensiones. Los resultados indican que los cálculos numéricos llevan a determinar una longitud de grieta mayor que la obtenida con los criterios de las agencias norteamericanas, destacando la importancia del posible agrietamiento en la estabilidad al deslizamiento, y poniendo de manifiesto que el margen de seguridad no es todo lo amplio que se esperaba. En un trabajo de 2013, McKay y López (20) proponen para el cálculo tensodeformacional de una presa de gravedad curva, un modelo de elementos finitos, introduciendo la presión intersticial tanto en el cuerpo de presa como en el cimiento y, por tanto, en el contacto presa-terreno. En la interfase presa-cimiento, se aborda la subpresión y el avance del agrietamiento mediante elementos no lineales y un método iterativo de avance.

En 2015 Krounis (21) estudia la sobrevaloración de los coeficientes de seguridad al deslizamiento calculados por la metodología clásica del equilibrio límite mediante modelos numéricos. Combina dos efectos fundamentales en los resultados, por un lado, el comportamiento frágil de la superficie de contacto roca-hormigón y por otro la distribución superficial de la cohesión a lo largo de dicho contacto, asumiendo diferentes valores espaciales según distribuciones estadísticas. Se concluye que ha de considerarse la posible existencia de puntos débiles en el contacto que reducen considerablemente la resistencia y los coeficientes de seguridad. La autora cuestiona los valores límite para los coeficientes de seguridad que definen las diferentes normas de presas y pone en duda que se cubra siempre la incertidumbre, abogando por la introducción de la metodología probabilista para la revisión de la seguridad.

En España Escuder y sus colaboradores han venido desde 2012 (22) aportando un nuevo enfoque probabilista al problema de la estabilidad al deslizamiento (23) creando una corriente a la hora de abordar la gestión de presas para una buena gobernanza (24). En 2016 Morales, Escuder, Altarejos y Serrano (25) aplican el análisis de riesgos al modo de fallo de deslizamiento de una presa de gravedad española, planteando una separación entre la incertidumbre natural y la epistémica. Aplican el planteamiento probabilista a los parámetros de rozamiento y cohesión y analizan la estabilidad de la presa en función del nivel de embalse, construyendo un conjunto de curvas de fragilidad que ayudan al ingeniero a entender y prevenir en la gestión de las presas. Es destacable mencionar como las curvas de fragilidad obtenidas confirman los resultados de investigaciones previas, y es que el fallo de la estructura se presenta repentinamente por lo que para conocer los márgenes de seguridad este enfoque será imprescindible.

En el estudio que planteamos en este artículo, se realiza una reevaluación determinista de los coeficientes de seguridad al deslizamiento de un conjunto de seis presas españolas, considerando las tensiones y aperturas de grieta obtenidas mediante modelos numéricos lineales y no lineales. Se comparan estos coeficientes con los originales, y se realizan adicionalmente sondeos mediante taladro para verificar el agrietamiento de la interfase presa-cimentación, junto con medidas de movimientos de la misma mediante extensómetros validando los resultados obtenidos.

Aunque hay diversidad de estudios sobre la estabilidad al deslizamiento de presas, en aquellos en los que se ha tratado del parque de presas españolas de los años 50-60, no se analiza la diferencia de valores entre los que estimaron los proyectistas de la época y los que se obtendrían con las herramientas numéricas actuales. Tampoco es habitual encontrar referencias de inspecciones, ensayos y mediciones que puedan confirmar los resultados. Uno de los autores, por su desempeño laboral tiene acceso a la información técnica de un importante número de presas, y se han aprovechado actuaciones de mantenimiento (limpiezas de sistemas de drenajes, instalación de piezómetros o extensómetros) para obtener datos de investigación.

En España, las presas de gravedad, o contrafuertes, anteriores a 1970, constituyen en torno al 85% del patrimonio de presas de estas tipologías. La Instrucción (1) diferencia las solicitaciones en normales y accidentales; y aborda de manera independiente la disminución del ángulo de rozamiento y la cohesión. Nos ha parecido un obligado ejercicio de análisis como ingenieros a cargo de la seguridad y explotación de presas de esa época, el comparar los coeficientes a la estabilidad según estos criterios que significaron un punto de referencia y partida en la época, con los coeficientes obtenidos utilizando las herramientas numéricas y experimentales actuales. Estas herramientas se refieren tanto al cálculo como a los posibles sistemas de inspección y medición que sirvan para corroborar resultados. Con el objetivo de conocer con más exactitud el valor de los coeficientes y el margen para, llegado el caso, tomar medidas.

Los niveles de solicitaciones los definió el Reglamento de 1996 (2) para las presas públicas y las posteriores. En 2003 la Guía Técnica de Seguridad de Presas Nº 2 (3) define los períodos de retorno de las avenidas en función de la Categoría de las presas y su tipología acotando los diferentes niveles a considerar en los cálculos. Ahora, con la próxima aprobación de las Normas Técnicas, estos umbrales y solicitaciones se aplicarán a todas las grandes presas españolas y las pequeñas clasificadas como A o B en función de su riesgo potencial frente a la rotura, mediante la obligatoria Revisión de Seguridad periódica. Su entrada en vigor marcará un hito en España aplicando estos análisis y actualizaciones independientemente de la titularidad y edad de las presas. Esta razón respalda el análisis que se desarrolla en los siguientes apartados, con la intención de reflexionar sobre la necesidad y utilidad de los requerimientos que supondrá la aprobación de las Normas Técnicas, como un paso más en el control del riesgo de este tipo de infraestructuras. Para abordar esta cuestión, se han seleccionado seis presas en explotación construidas en la década 1955-1965:

Las presas de gravedad elegidas no son muy altas y se sitúan en ríos con caudales importantes (Noroeste), al tener el peso una mayor incidencia en la reducción del coeficiente de seguridad al deslizamiento. La razón es clara, las secciones más expuestas, o sea, con menor peso del hormigón y máxima altura de agua, son las del aliviadero, donde los huecos de las compuertas son proporcionalmente más importantes con respecto a la altura total de la presa, que en presas de mayor altura.

Sobre ellas, se realizan los cálculos de estabilidad según proyecto para embalse normal, para avenida con período de retorno de 500 años para conocer las exigencias de la Instrucción vigente hasta la fecha en estas presas, y para los criterios actuales con períodos de retorno de 1.000 y 10.000 años. Estos coeficientes se comparan con los calculados con modelos numéricos lineales de elementos finitos; y como comprobación de estos resultados se realizan modelos no lineales teniendo en cuenta la interfase y el comportamiento para el estado de carga más desfavorable.

Como comprobación experimental se ha investigado el cimiento de cada presa realizando diversos sondeos a rotación con corona de diamante y extracción de testigo. También se han instalado extensómetros para poder medir posibles movimientos relativos entre la presa-cimiento, complementando su auscultación. Aquellos que no rompieron por la interfase del contacto, se han ensayado a tracción. Los sondeos han permitido introducir una cámara de TV y poder detectar tanto grietas como flujos de agua, a cota máxima de embalse.

Se ha calculado el coeficiente de seguridad al deslizamiento K en cada presa estudiada con los datos del estudio original y mediante modelos numéricos. Los niveles característicos, y por lo tanto estudiados, para todas las presas, han sido los siguientes:

De acuerdo al artículo 39 de la Instrucción, se determinan los coeficientes K_i de estabilidad al deslizamiento para las diferentes combinaciones de solicitaciones con la fórmula [1], siendo N la resultante de fuerzas normales, salvo la subpresión U, a la línea de deslizamiento, j el ángulo de rozamiento, c la cohesión, S la superficie de rotura sobre la que actúa la cohesión, T la resultante de fuerzas paralela a la superficie de rotura, F1 coeficiente de seguridad del rozamiento y F2 coeficiente de seguridad de la cohesión:

Denominamos K₁ al coeficiente con arreglo a los criterios de diseño, en que se suponía resistencia a tracción en el contacto hormigón-roca suficiente para evitar el agrietamiento y distribución lineal de tensiones en la base. Este coeficiente abarca así los tres estados propuestos por la Instrucción (N.M.N. con y sin drenaje; Nivel Máximo) y los dos adicionales que propone el Reglamento (Avenida de Proyecto y Extrema).

Para cada estado de carga también se calcula el coeficiente K₂ obtenido con un modelo de elementos finitos lineal en el que se calcula la distribución de tensiones verticales entre presa y terreno por peso propio y cargas hidrostáticas. Superponiendo la subpresión a las tensiones normales del modelo numérico se calcula el posible agrietamiento del contacto. El software utilizando ha sido el programa Abaqus 6.14 (26). Se muestra un ejemplo y la obtención del potencial agrietamiento para la avenida de proyecto en la presa de Peñarrubia (fig. 1).

En el caso de los modelos numéricos, con las longitudes de grieta calculadas se modifican los términos de subpresión y superficie de rotura. La subpresión se introduce bajo los supuestos de drenes eficaces e ineficaces. Los coeficientes parciales de disminución del ángulo de rozamiento y de la cohesión F1 y F2, aparecen en la tabla 1:

La superposición del estado tensional por peso propio y cargas hidrostáticas, con el valor de la subpresión en cada estado para determinar el potencial agrietamiento supone que el contacto hormigón-roca no tiene resistencia a tracción, como aconseja el estado del arte. No se ha tenido en cuenta en ninguno de los casos, a efectos comparativos el borrador actual de las Normas Técnicas donde no diferencia las reducciones a aplicar a los valores del ángulo de rozamiento y de la cohesión.

Las superficies de deslizamiento consideradas simplifican la interfase presa-roca como se muestra en los modelos de los próximos apartados. En las presas de gravedad la presa se supone en tensión plana y el terreno en deformación plana. En el caso de las dos presas de contrafuertes, se elaboró un modelo tridimensional de elementos finitos, del contrafuerte central y el terreno, calculando el agrietamiento al comparar, por un lado, la función de subpresión total sobre la base del contrafuerte, y por otro la resultante de las tensiones verticales para cada uno de los estados de carga (fig. 2), integrando las tensiones en el espesor del contrafuerte para simplificar el problema.

En las presas de gravedad, tras calcular la longitud de agrietamiento potencial, se ha analizado la influencia del funcionamiento del conjunto, pantalla de impermeabilización-red de drenaje, considerando dos hipótesis (fig. 3):

En todos los casos se han considerado los valores de la resistencia al corte del contacto obtenidos de la documentación existente en el Archivo Técnico de la presa. No se han actualizado esos valores, ya que el objeto del trabajo ha sido comparar los coeficientes de seguridad del proyecto y los obtenidos con los modelos numéricos.

Con el fin de validar las aperturas de grieta obtenidas en los modelos lineales, se ha realizado un modelo considerando el contacto no lineal entre presa y terreno, mediante la definición de superficies de contacto cohesivas o no y con rozamiento, obteniendo resultados similares de longitudes de grieta. Adicionalmente, este modelo permite obtener los movimientos relativos en la interfaz y eliminar singularidades tensionales asociadas al modelo lineal. Los resultados obtenidos se presentan en el apartado siguiente, para la presa de Peñarrubia.

Como complemento a los modelos se extrajeron 14 testigos de las presas de Campañana, Montearenas, Peñarrubia, Prada y San Sebastián y se instrumentaron con extensómetros de tres varillas por sondeo. Todos cortaban el contacto a pocos metros del paramento aguas arriba y profundizaban una media de 8 metros por debajo del contacto. La totalidad de los sondeos se realizaron con embalse a Nivel Máximo Normal, no puediendo realizar estos trabajos en situación de avenidas por seguridad.

Los taladros se realizaron a rotación con corona de diamante y recuperación de testigo de f 100 mm, inspeccionando cada perforación con cámara de TV, caracterizándose con precisión la posición de la grieta en el contacto en los casos en los que se corroboró su existencia (fig. 14). De los 14 sondeos realizados, se comprobó, mediante la cámara, que, en 10, aparecía la grieta. En las 5 presas ha aparecido alguna zona del contacto despegada.

En los casos de testigo sin grieta, se decidió ensayar a tracción las probetas para obtener el valor de rotura de la interfase, hormigón-roca. Las 4 perforaciones donde apareció la interfase unida, corresponden a 3 de las presas, sin embargo, el análisis del testigo, reflejaba que éste había roto por una litoclasa cercana al contacto. Esto demuestra que, la grieta se ha producido, pero no por el contacto, sino por una zona cercana, más débil de la roca, una litoclasa, de resistencia nula a tracción. Los resultados del ensayo se recogen en la tabla 11.

Se produce una importante dispersión en los resultados, y destaca que las resistencias obtenidas son muy inferiores a las esperadas, sobre los 20 kg/cm². Atendiendo a los estudios norteamericanos EPRI, parece que la tecnología en España, al menos en los años 60, de vibrado y compactado del hormigón, podría ser inferior a la de los EEUU.

De los 14 extensómetros instrumentados, se toman lecturas con frecuencia mensual desde su instalación analizándose los datos, aunque el volumen de datos no es aún amplio. El extensómetro que muestra una mayor amplitud de grieta es uno de los tres instalados en la presa de San Sebastían (fig. 15), con un valor máximo en el último ejercicio de 1,65 mm con variaciones de embalse de 21,45 metros y una relación directa con la carga.

En las demás presas, salvo excepciones, se detectan comportamientos similares en tendencia, aunque con amplitudes menores. En el caso de Peñarrubia (fig. 16) donde la grieta potencial es mayor, dos de los cuatro extensómetros presentan una relación directa con la carga, con amplitudes de 0,68mm para tan sólo una variación de cota de 3,66 m.