Hidraulica de Tuberias y Canales Arturo Rocha Felices

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i
HIDRAULICA DE
TUBERIAS Y CANALES
ii
iii
Arturo Rocha Felices
HIDRAULICA DE
TUBERIAS Y CANALES
xi
CAPITULO I INTRODUCCION
1.1 Objetivo del libro
1.2 Esquema del contenido general
1.3 Diferencias entre canales y tuberías
1.4 Tipos de flujo
1.5 Teorema de Bernoulli. Ecuación de la energía
1.6 Propiedades geométricas de la sección transversal
1.7 Efecto de la viscosidad
1.8 Efecto de la gravedad
1.9 Concepto de distribución de velocidades
1.10 Coeficiente de Coriolis
1.11 Coeficiente de Boussinesq
1.12 Discusión de los valores de α y β
1.13 Relación entre los coeficientes α y β
1.14 Otros estudios sobre los coeficientes α y β
1.15 Comparación del escurrimiento en una tubería y un canal
Problemas propuestos
1
1
3
4
7
9
11
15
15
21
23
24
25
27
32
38
CONTENIDO
Presentación v
Prólogo vii
Palabras Preliminares del Autor ix
Indice de Figuras xvi
Indice de Tablas xxi
Lista de Símbolos Principales xxiii
xii
43
46
52
55
62
69
72
75
76
79
82
87
91
94
95
98
101
103
104
109
CAPITULO II MOVIMIENTO UNIFORME
2.1 El movimiento uniforme en canales y tuberías
2.2 Relación entre el corte y la inclinación
2.3 Ecuaciones de distribución de velocidades y de la velocidad
media para un canal muy ancho con movimiento laminar
2.4 Ecuaciones de distribución de velocidades y de la velocidad
media para una tubería con movimiento laminar
2.5 Ecuación general de distribución de velocidades para el
movimiento turbulento en un contorno hidráulicamente liso
2.6 Obtención de las ecuaciones de la velocidad media en
conductos lisos
2.7 Ecuación general de distribución de velocidades para el
movimiento turbulento en un contorno hidráulicamente rugoso
2.8 Obtención de las ecuaciones de la velocidad media en
conductos rugosos
2.9 Obtención de la ecuación de Chezy
2.10 Concepto de rugosidad. Conductos hidráulicamente lisos e
hidráulicamente rugosos
2.11 Transformación de las ecuaciones de Karman - Prandtl
Problemas propuestos
CAPITULO III LA RESISTENCIA DE SUPERFICIE EN EL MOVIMIENTO
UNIFORME
3.1 Ecuación de Darcy
3.2 Significado del coeficiente f de Darcy ( en tuberías circulares)
3.3 Tuberías hidráulicamente lisas
3.4 Tuberías hidráulicamente rugosas. Transición. Gráfico de
Nikuradse
3.5 Introducción del coeficiente f de Darcy en las ecuaciones de
distribución de velocidades
3.6 Transición entre contornos lisos y rugosos. Fórmula de
Colebrook - White
3.7 Dimensionamiento de conductos. Conceptos fundamentales.
Errores
3.8 Tuberías de sección no circular
xiii
3.9 Ley exponencial de distribución de velocidades
3.10 Concepto de capa límite
3.11 Espesor de la capa límite
3.12 Desarrollo de la capa límite
3.13 La separación. Expansión de un conducto
Problemas propuestos
CAPITULO IV DISEÑO DE TUBERIAS
4.1 Concepto de pérdida de carga. Línea de energía y línea
piezométrica
4.2 Abaco de Moody. Tuberías comerciales. Cálculo
4.3 Pérdidas de carga locales (flujo turbulento)
4.4 Sobre la consideración de las pérdidas de carga locales
4.5 Pérdidas de carga locales (flujo laminar)
4.6 Sistemas hidráulicos equivalentes
4.7 Tuberías en serie
4.8 Tubería sobre la línea de gradiente. Sifón. Cavitación
4.9 Tubería con boquilla convergente final
4.10 Máquinas hidráulicas. Suministro por bombeo
Problemas propuestos
CAPITULO V DISEÑO DE CONDUCCIONES Y REDES
5.1 Tuberías en paralelo
5.2 El problema de los tres reservorios
5.3 Bombeo de un reservorio a otros dos
5.4 Tuberías con dos o más ramales de descarga independiente
5.5 Conducto que da servicio (filtrante)
5.6 Cambio de la rugosidad con el tiempo
5.7 Fórmula de Hazen y Williams
5.8 Diseño de una conducción
5.9 Diámetro más económico
5.10 Redes de tuberías. Método de Hardy Cross
Problemas propuestos
Problemas complementarios
111
121
123
125
126
130
135
138
150
163
166
168
170
174
177
180
186
193
199
205
210
211
215
218
223
228
229
237
249
xiv
CAPITULO VI CALCULO DE CANALES
6.1 Condiciones normales
6.2 Fórmulas antiguas
6.3 Fórmula de Manning
6.4 Discusión de los valores del coeficiente de rugosidad n a
emplearse en la fórmula de Manning
6.5 Determinación de la sección transversal
6.6 Sección de máxima eficiencia hidráulica (M. E. H.)
6.7 Concepto de borde libre
6.8 Cálculo de canales de sección compuesta
6.9 Escurrimiento en tubo parcialmente lleno
Problemas propuestos
CAPITULO VII ENERGIA ESPECIFICA Y MOMENTA
7.1 Energía específica
7.2 Energía específica a gasto constante
7.3 Sección rectangular
7.4 Sección parabólica
7.5 Sección triangular
7.6 Sección trapecial
7.7 Sección circular y otras secciones
7.8 Flujo crítico normal. Pendiente crítica
7.9 Pendiente crítica mínima (pendiente límite, LS )
7.10 Transiciones
7.11 Interpretación de la caída libre desde el punto de vista de la
energía específica
7.12 Fuerza Específica (Momenta)
7.13 Salto hidráulico
7.14 Descarga por una compuerta de fondo
Problemas propuestos
CAPITULO VIII MOVIMIENTO GRADUALMENTE VARIADO
8.1 Introducción
8.2 Definiciones fundamentales
257
260
265
271
272
281
288
292
296
317
323
325
335
347
350
353
361
365
369
371
377
378
382
387
389
395
399
xv
8.3 Ecuación general del movimiento gradualmente variado
8.4 Discusión de la ecuación del eje hidráulico
8.5 Análisis de los seis casos del movimiento gradualmente variado
8.6 Cambios de pendiente (perfiles de continuidad)
8.7 Curva de remanso
Problemas propuestos
CAPITULO IX VERTEDEROS
9.1 Objeto de los vertederos. Tipos
9.2 Vertederos rectangulares. Fórmula teórica de descarga
9.3 Fórmula de Francis
9.4 Otras fórmulas para vertederos rectangulares
9.5 Vertederos triangulares
9.6 Vertederos trapeciales. Vertedero tipo Cipolletti
9.7 Condiciones para la instalación y operación de vertederos
9.8 Vertederos en pared gruesa (o de cresta ancha)
9.9 Vertederos laterales
9.10 Errores en el cálculo del gasto como consecuencia de un error
en la medición de la carga
9.11 Vaciamiento de un depósito por un vertedero
9.12 Vertedero sumergido
Problemas propuestos
Tablas Generales
Referencias Bibliográficas
401
407
409
418
423
451
455
466
469
471
478
483
485
487
490
492
493
497
502
507
513
xvi
INDICE DE FIGURAS
Figura 1.1 Diferencia entre canales y tuberías 3
Figura 1.2 Esquema de un piezómetro 4
Figura 1.3 Tipos de flujo 5
Figura 1.4 Movimientos variados 6
Figura 1.5 Teorema de Bernoulli 8
Figura 1.6 Parámetros de la sección transversal de un canal 10
Figura 1.7 Radio hidráulico en un canal muy ancho 10
Figura 1.8a Viscosidad cinemática en función de la temperatura para
varios fluidos 13
Figura 1.8b Viscosidad dinámica en función de la temperatura para
diferentes gases y líquidos 14
Figura 1.8c Viscosidad dinámica en función de la temperatura para
varios tipos de aceite 14
Figura 1.9 Distribución de velocidades en un canal 16
Figura 1.10 Distribución de velocidades en una tubería 17
Figura 1.11 Distribución de velocidades en una tubería con flujo turbulento 17
Figura 1.12 Distribución de velocidades en una tubería con flujo laminar 18
Figura 1.13 Distribución de velocidades en una tubería (fluido ideal) 18
Figura 1.14 Isotacas en un canal de sección trapecial 19
Figura 1.15 Distribución de velocidades en diferentes secciones transversales 19
Figura 1.16 Distribución de velocidades en un codo 20
Figura 1.17 Distribución de velocidades encontornos lisos y rugosos 20
Figura 1.18 Esquema de definición para las ecuaciones de Strauss 28
Figura 1.19 Ecuación de la energía 33
Figura 1.20 Distribución vertical de velocidades (mediciones) 35
xvii
Figura 2.1 Movimiento uniforme en un canal 44
Figura 2.2 Movimiento uniforme en una tubería 45
Figura 2.3 Esfuerzo de corte en un canal muy ancho 46
Figura 2.4 Esfuerzo de corte en un canal de cualquier sección transversal 48
Figura 2.5 Esfuerzo de corte en una tubería 49
Figura 2.6 Distribución del esfuerzo de corte (a) en un canal y
(b) en una tubería 51
Figura 2.7 Distribución de velocidades en un canal con movimiento laminar 53
Figura 2.8 Subcapa laminar 65
Figura 2.9 Relación entre parámetros adimensionales para el cálculo de la
distribución de velocidades 67
Figura 2.10 Flujo a través de un anillo 71
Figura 2.11 Distribución de velocidades en un contorno rugoso 73
Figura 2.12 Coeficiente C de Chezy 78
Figura 2.13 Aspereza del contorno 80
Figura 2.14 Rugosidad artificial de Nikuradse 80
Figura 3.1 Equilibrio de fuerzas en una tubería 91
Figura 3.2 Coeficiente f de Darcy en tuberías lisas 98
Figura 3.3 Coeficiente f de Darcy en tuberías rugosas 99
Figura 3.4 Gráfico de Nikuradse 100
Figura 3.5 Flujo paralelo 122
Figura 3.6 Generación de una capa límite 122
Figura 3.7 Definición del espesor de la capa límite 123
Figura 3.8 Espesor de la capa límite 124
Figura 3.9 Capa límite laminar y turbulenta 126
Figura 3.10 Variación del gradiente de presiones 127
Figura 3.11 Fenómeno de la separación 127
Figura 3.12 Desarrollo de la capa límite en una expansión 128
Figura 3.13 Aparición de contracorrientes 128
Figura 4.1 Ecuación de la energía en una tubería 135
Figura 4.2 Abaco de Moody 140
xviii
Figura 4.3 Pérdida de carga local 150
Figura 4.4 Gráfico de Gibson (ensanchamiento gradual) 155
Figura 4.5 Contracción brusca 157
Figura 4.6 Tuberías en serie (dos tramos) 170
Figura 4.7 Tuberías en serie (tres tramos) 171
Figura 4.8 Esquema de un sifón 175
Figura 4.9 Tubería con boquilla convergente final 178
Figura 4.10 Presencia de una bomba 180
Figura 4.11 Esquema genérico de un suministro por bombeo 181
Figura 5.1 Sistema de tuberías en paralelo 193
Figura 5.2 Línea piezométrica en un sistema en paralelo 194
Figura 5.3 Varias tuberías en paralelo 194
Figura 5.4 Tubería ramificada 196
Figura 5.5 Tres reservorios 199
Figura 5.6 Tres reservorios (caso particular) 200
Figura 5.7 Cuatro reservorios 202
Figura 5.8 Bombeo de un reservorio a otros dos 206
Figura 5.9 Tuberías con ramales de descarga independiente 210
Figura 5.10 Conducto que da servicio 211
Figura 5.11 Cálculo de un conducto filtrante 214
Figura 5.12 Diseño de una conducción 223
Figura 5.13 Determinación del diámetro en una conducción 224
Figura 5.14 Línea piezométrica para la línea de conducción del ejemplo 5.8 227
Figura 5.15 Esquema típico de una red de tuberías 230
Figura 6.1 Comparación de varias secciones transversales que se
caracterizan por tener todas un radio hidráulico de 1 m 274
Figura 6.2 Curvas para determinar el tirante normal (Ven Te Chow) 278
Figura 6.3 Borde libre recomendado por el Bureau of Reclamation 290
Figura 6.4 Tabla orientativa para el cálculo del borde libre en canales 291
Figura 6.5 Cálculo de un tubo parcialmente lleno 297
Figura 6.6 Características geométricas en una sección circular 301
xix
Figura 6.7 Elementos hidráulicos proporcionales en una sección circular 302
Figura 7.1 Interpretación gráfica de la Energía Específica 324
Figura 7.2 Gráfico de la Energía Específica a gasto constante 326
Figura 7.2a Variación de la energía específica y el tirante 334
Figura 7.3 Distribución de la Energía Específica en un canal rectangular 336
Figura 7.4 Diagrama adimensional de la Energía Específica en canal
rectangular 339
Figura 7.5 Curva de descarga para Energía Específica constante 342
Figura 7.6 Gráfico para el ejemplo 7.3 344
Figura 7.7 Distribución de la Energía Específica en un canal parabólico 348
Figura 7.8 Distribución de la Energía Específica en un canal triangular 351
Figura 7.9 Cálculo del tirante crítico (Ven Te Chow) 358
Figura 7.10 Gráfico para el cálculo de secciones críticas 363
Figura 7.11 Grada positiva en un río 373
Figura 7.12 Grada negativa en un río 373
Figura 7.13 Grada positiva en un torrente 374
Figura 7.14 Grada negativa en un torrente 374
Figura 7.15 Valor máximo de la grada positiva 375
Figura 7.16 Curva Energía Específica - Tirante para diferentes caudales 375
Figura 7.17 Interpretación de la caída libre desde el punto de vista de la
Energía Específica 378
Figura 7.18 Gráfica para la deducción de la ecuación de la Fuerza
Específica 378
Figura 7.19 Fuerza Específica 380
Figura 7.20 Salto hidráulico 382
Figura 8.1 Distribución de presiones en diferentes tipos de flujo 396
Figura 8.2 Presión en un punto de la corriente 397
Figura 8.3 Corriente peraltada y corriente deprimida 399
Figura 8.4 Ríos y torrentes 400
Figura 8.5 Pendientes suaves y fuertes 400
Figura 8.6 Movimiento gradualmente variado 402
xx
Figura 8.7 Intersección del eje hidráulico con cyy = 408
Figura 8.8 Esquema para el cálculo de la curva de remanso 426
Figura 8.9 Para el cálculo de la curva de remanso se parte del tirante
maxy determinado por la condición de entrega al lago. 427
Figura 8.10 Para el cálculo de la curva de remanso se parte del tirante
miny determinado por la grada. 427
Figura 9.1 Descarga sobre un vertedero rectangular en pared delgada 456
Figura 9.2 Red de corriente característica de una napa vertiente libre
( HP >>> ) 457
Figura 9.3 Se aprecia tres casos de napa deprimida 459
Figura 9.4 Detalle de las características geométricas de la napa vertiente
en un vertedero en pared delgada, convenientemente aireada.
Esta figura es un detalle de la Figura 9.1 460
Figura 9.5 Vertederos en pared gruesa, según dibujo de Balloffet 461
Figura 9.6 Diferentes formas de vertederos 463
Figura 9.7 Vertedero con paramento inclinado (a y b) y vertedero entrante (c) 464
Figura 9.8 Vertedero que forma un ángulo con la dirección de la corriente 464
Figura 9.9 Otros tipos de vertederos 465
Figura 9.10 Esquema para la deducción de la fórmula de descarga en un
vertedero rectangular 466
Figura 9.11 Gráfico para la determinación de LK 473
Figura 9.12 Coeficiente de descarga en un vertedero trapecial 474
Figura 9.13 Coeficientes de descarga en vertederos triangulares 481
Figura 9.14 Vertedero tipo Cipolletti 485
Figura 9.15 Valores orientativos de las mínimas distancias a tenerse en
cuenta para instalar un vertedero rectangular con contracciones. 486
Figura 9.16 Perfil característico de un vertedero en pared gruesa 488
Figura 9.17 Vertedero lateral 491
Figura 9.18 Vaciamiento de un depósito por medio de un vertedero 493
Figura 9.19 Esquema típico de un vertedero sumergido 497
Figura 9.20 Flujo ondulado que puede presentarse aguas abajo de
un vertedero sumergido 498
xxi
INDICE DE TABLAS
Tabla 1.1 Valores aproximados de α y β (Kolupaila) 25
Tabla 1.2 Factores adimensionales para las ecuaciones de Strauss 30
Tabla 2.1 Valores de la rugosidad absoluta k 74
Tabla 4.1 Valores de f para el agua 144
Tabla 4.2 Coeficientes de Weisbach para contracciones bruscas 158
Tabla 4.3 Pérdidas de carga locales 160
Tabla 5.1 Intensidad de aumento de la rugosidad 216
Tabla 5.2 Coeficientes de Hazen y Williams 219
Tabla 5.3 Cálculos del ejemplo 5.9 236
Tabla 6.1 Valores de la rugosidad absoluta k 259
Tabla 6.2 Valores del coeficiente n de Kutter que generalmente se
usa en los diseños 262
Tabla 6.3 Valores del coeficiente m de rugosidad a usarse en la
fórmula de Kutter para pendientes mayores que 0,0005 263
Tabla6.4 Valores del coeficiente G de rugosidad a utilizarse en la
fórmula de Bazin 264
Tabla 6.5 Tabla de Cowan para determinar la influencia de diversos
factores sobre el coeficiente n 273
Tabla 6.6 Secciones circulares parcialmente llenas 304
Tabla 6.7 Propiedades hidrálicas de conductos circulares 309
Tabla 6.8 Propiedades hidráulicas de conductos en herradura 311
Tabla 6.9 Sección trapecial de máxima eficiencia hidráulica 313
Tabla 6.10 Secciones de máxima eficiencia hidráulica 315
Tabla 6.11 Elementos geométricos de diversas secciones 316
Tabla 7.1 Ejemplo 7.3 ( q = 1 m3/s/m) 345
xxii
Tabla 7.2 Secciones críticas ( gVyE cc 2
2+= ) 360
Tabla 8.1 Resumen de la discusión de los seis casos del movimiento
gradualmente variado 416
Tabla 8.2 Función de flujo variado para pendientes positivas y negativas 436
Tabla 9.1 Coordenadas características de una napa vertiente libre 458
Tabla 9.2 Coeficientes en vertederos triangulares 481
Tabla 9.3 Coeficientes en vertederos de cresta ancha 490
Tabla 9.4 Ejemplo 9.2 496
Tabla 9.5 Valores de N para usarse en la fórmula 9-41 499
xxiii
LISTA DE SIMBOLOS PRINCIPALES
A Area de la sección transversal
SA Area de la sección transversal de salida
a Rugosidad absoluta
a Altura de una grada
B Ancho de fondo
b Ancho
b Longitud de la cresta de un vertedero
..lb Borde libre
C Coeficiente de Chezy
HC Coeficiente de Hazen y Williams
c Coeficiente de descarga en vertederos
cc Coeficiente de contracción
vc Coeficiente de velocidad
D Diámetro de la tubería
d Tirante hidráulico
E Energía
e Constante de los logaritmos neperianos
F Número de Froude
fF Fuerza debida a la fricción
f Coeficiente de Darcy
G Coeficiente de rugosidad de Bazin
H Carga de agua
H Energía total con respecto a un plano de referencia
bombaH Energía suministrada por una bomba
SH Altura de succión
iH Altura de impulsión
fh Pérdida de carga o energía
xxiv
ih Altura del salto hidráulico
loch Pérdida de carga local
rozh Pérdida de carga por rozamiento
vorth Pérdida de carga por la formación de vórtices
Vh Energía de velocidad o cinética
K Coeficiente de pérdida de carga
K Factor de capacidad
nK Factor de capacidad para condiciones normales
k Rugosidad absoluta
0k Rugosidad inicial (al ponerse en servicio el conducto)
tk Rugosidad después de transcurrido el tiempo t
L Longitud de un vertedero
eL Longitud equivalente
L. E. Línea de energía
L. P. Línea piezométrica o de gradiente hidráulica
M Exponente hidráulico para el cálculo de las condiciones críticas
m Relación de máxima eficiencia hidráulica
m Coeficiente de rugosidad para la fórmula de Kutter
N Exponente hidráulico para el cálculo del movimiento uniforme
N Coeficiente de reducción de carga en un vertedero sumergido
n Coeficiente de Kutter
n Parámetro característico de la curva de distribución de velocidades
P Umbral de un vertedero
P Perímetro
P Fuerza hidrostática
p Presión
vp Presión absoluta de vaporización
Pot Potencia
Q Caudal o gasto
nQ Gasto para un flujo normal
xxv
cQ Gasto crítico
q Caudal o gasto específico
R Radio hidráulico
Re Número de Reynolds
r , or Radio de la tubería
S Pendiente
S Pendiente media
cS Pendiente crítica
ES Pendiente de la línea de energía
LS Pendiente límite
WS Pendiente de la superficie libre
0S Pendiente del fondo
T Ancho superficial
T Temperatura
V Velocidad media
cV Velocidad crítica
hV Velocidad a la distancia h del contorno
maxV Velocidad máxima
*V Velocidad de corte
W Peso
w Velocidad de caida de una partícula
y Tirante
y Eje de coordenadas
cy Tirante crítico
ny Tirante normal
y Profundidad del centro de gravedad
Z Factor de sección
cZ Factor de sección para flujo crítico
z Elevación con respecto a un plano de referencia
xxvi
α Coeficiente de Coriolis
1α Velocidad de aumento de la rugosidad
β Coeficiente de Boussinesq
δ Espesor de la subcapa laminar
Lδ Espesor de la capa límite laminar
Tδ Espesor de la capa límite turbulenta
κ Constante de Karman
ρ Densidad del fluido
γ Peso específico
η Eficiencia de la bomba
µ Viscosidad dinámica o absoluta
ν Viscosidad cinemática
τ Esfuerzo de corte
0τ Esfuerzo de corte sobre el fondo o el contorno
hτ Esfuerzo de corte a la distancia h del contorno
0τ Esfuerzo medio de corte sobre el fondo
θ Angulo
E∆ Variación de energía
p∆ Diferencia de presiones
xxvii
1
IntroducciónCapítulo I
1.1 Objetivo del libro
El objetivo de este libro es proporcionar al lector los conocimientos fundamentales de Hidráulica
y Mecánica de los Fluidos que se requieren para el diseño de tuberías y canales y para otras
aplicaciones de Hidráulica General. En este libro se presenta el modo de predecir el
escurrimiento y los fenómenos de corriente para ciertas condiciones dadas. De otro lado, se
ofrece también los conocimientos básicos para el estudio posterior de Hidráulica Fluvial,
Irrigación, Drenaje, Abastecimientos de Agua, Hidroelectricidad, etc.
El desarrollo de los temas se apoya en conceptos básicos de Mecánica de Fluidos adquiridos
anteriormente en los siguientes temas: Hidrostática, Cinemática de los Fluidos, Ecuaciones
de Euler, Navier-Stokes y Bernoulli, Semejanza Hidráulica y Análisis Dimensional.
En la Hidráulica de tuberías y canales trabajaremos con fluidos reales como agua, aceite o
petróleo. Al tener estos fluidos viscosidad habrá que admitir la existencia de tensiones tangenciales
en el interior de la masa fluida y tendremos que apartarnos de la Hidrodinámica clásica.
1.2 Esquema del contenido general
Este libro consta de nueve capítulos cuyo contenido sintético es el siguiente
Capítulo I: Introducción.
Objetivos. Tipos de flujo. Efecto de la gravedad y de la viscosidad. Concepto de distribución
de velocidades. Coeficientes de Coriolis y Boussinesq. Comparación entre tuberías y canales.
CAPITULO I
INTRODUCCION
2
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Capítulo II. Movimiento uniforme.
Ecuaciones de distribución de velocidades para el flujo laminar y turbulento. Conceptos de
rugosidad, contorno liso y subcapa laminar. Fórmulas de la velocidad media. Ecuación de
Chezy.
Capítulo III. La resistencia en el movimiento uniforme.
Ecuación de Darcy, Ecuación de Blasius. Ecuaciones de resistencia de Karman-Prandtl.
Gráfico de Nikuradse. Ley exponencial de distribución de velocidades. Errores. Concepto
de capa límite. El fenómeno de separación.
Capítulo IV. Diseño de tuberías.
Abaco de Moody. Cálculo de la pérdida de carga, diámetro y gasto. Cambio de la rugosidad
con el tiempo. Pérdidas de cargas locales. Tubería equivalente, Tubería en serie. Sifón.
Bombeo.
Capítulo V. Diseño de conducciones y redes.
Tuberías en paralelo. Fórmula de Hazen y Williams. Problema de los tres reservorios.
Conducto que da servicio. Otros sistemas indeterminados. Redes. Método de Hardy Cross.
Capítulo VI. Cálculo de canales.
Flujo normal. Fórmulas de Ganguillet-Kutter, Bazin y Manning. Discusión del coeficiente
n . Cálculo de la sección de un canal. Sección de máxima eficiencia hidráulica. Conceptos
de borde libre. Rugosidad compuesta. Sección circular parcialmente llena.
Capítulo VII. Energía específica y Momenta.
Significado de la energía específica. Régimen crítico: ríos y torrentes. Cálculo de velocidad
crítica. Ecuación de la cantidad de movimiento. Concepto de momenta. Salto hidráulico.
Su uso como disipador de energía.
Capítulo VIII. Movimiento gradualmente variado.
Hipótesis general para su estudio. Ecuación del eje hidráulico. Pendiente suave y pendiente
fuerte. Discusión de la ecuación del eje hidráulico y presentación de los seis casos del
movimiento gradualmente variado. Cálculo de la curva de remanso.
Capítulo IX. Vertederos. Su objeto y uso. Tipos.
Su objeto y uso. Tipos. Fórmula General.Vertederos rectangulares, triangulares y trapeciales.
Vertedero de cresta ancha. Vertedero Sumergido.
3
IntroducciónCapítulo I
1.3 Diferencias entre canales y tuberías
Son varias las diferencias que pueden establecerse entre el flujo en un canal y en una tubería.
El canal tiene una superficie libre que está en contacto con la atmósfera. En la tubería el
líquido está confinado. Es un conducto cerrado. Hay presión ejercida por el fluido sobre el
contorno. (Figura 1.1).
La diferencia entre un canal y una tubería no está, pues, en la forma de la sección transversal,
sino en el comportamiento hidráulico.
Superficie libre
TUBERIA CANAL
Figura 1.1 Diferencia entre canales y tuberías
En las tuberías la presión ejercida por el fluido en cada punto está representada gráficamente
por la altura que alcanza el líquido en un pequeño tubo (piezómetro) conectado a la tubería,
tal como puede verse en la Figura 1.2 en la que p es la presión y γ es el peso específico
del fluido. La altura que alcanza el fluido en el piezómetro, referida a un plano horizontal,
se denomina cota piezométrica.
zcapiezométri Cota =
γ
pzh += (1-1)
γ
ph = (1-2)
En los canales por lo general el flujo es agua, en cambio en las tuberías puede tratarse de
cualquier fluido (líquido o gaseoso).
El flujo en un conducto cerrado, que pueda tener la forma de una tubería, no es
necesariamente un escurrimiento a presión. Tal sería el caso de un túnel o un conducto de
desagüe en el que, por estar parcialmente lleno, haya una superficie libre (Figura 1.15c). Al
haber contacto con la atmósfera, a través de la superficie libre, el conducto es
hidráulicamente un canal.
4
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Piezómetro
Plano de 
referencia
h
z
Figura 1.2 Esquema de un piezómetro
En lo que respecta a tuberías la forma más común es la circular, pero no es la única. Hay
tuberías de diferentes formas: sección cuadrada, rectangular, etc. Otra de las diferencias
entre ambos conductos está en la calidad de paredes; es decir en el grado de rugosidad del
contorno. Las tuberías suelen ser de acero, hierro fundido, asbesto cemento, policloruro de
vinilo, polietileno o poliester reforzado con fibra de vidrio, materiales cuyos grados de
aspereza no son muy diferentes. En cambio los canales pueden tener superficies lisas como
las anteriores o muy rugosas como aquellos con revestimiento de albañilería de piedra.
En general se puede decir que los problemas en canales son más complejos que los
problemas en tuberías. En una tubería dada la sección transversal es rígida y determinada.
Un aumento en el gasto conlleva un aumento en la velocidad.
En cambio en un canal hay una superficie libre. Un aumento en el gasto representa una
variación en la sección.
La sección de una tubería es en la mayor parte de los casos circular. Un canal puede ser
de ordinario rectangular, trapecial, semicircular o de forma cualquiera.
A pesar de las diferencias que han sido expuestas entre tuberías y canales es posible
estudiar en conjunto su funcionamiento hidráulico.
1.4 Tipos de flujo
Se denomina movimiento permanente a aquél que, en una sección determinada, no presenta
variaciones de sus características hidráulicas con respecto al tiempo. Es decir, que en una
5
IntroducciónCapítulo I
sección dada el gasto, presión, velocidad, etc. permanecen constantes a lo largo del tiempo.
Se dice que durante dicho intervalo el movimiento es permanente.
El movimiento permanente es fácil de comprender, pero difícil de encontrar en la naturaleza.
Si observamos un río durante varias horas, quizá tengamos la impresión que su caudal no
cambia, pero en realidad hora a hora, minuto a minuto se están produciendo variaciones
-aumentos o disminuciones- en el gasto y por lo tanto en la velocidad y en todas las
características hidráulicas. Hay impermanencia.
Podemos encontrar movimiento permanente en la descarga de una tubería que se alimenta
de un estanque cuyo nivel permanece constante (Figura 1.3).
Nivel de la superficie libre
Q
Figura 1.3 Tipos de flujo
Se denomina movimiento impermanente a aquel que, en una sección determinada, presenta
variaciones de sus características hidráulicas a lo largo del tiempo. Así por ejemplo, si
observamos la descarga de una tubería, como la de la Figura 1.3, en la que ahora suponemos
que el nivel de la superficie libre es variable (un nivel descendente correspondería a un
caso real) se tendría que el gasto, presión, velocidad, etc. en una sección cualquiera de la
tubería también serán variables con respecto al tiempo: se dice entonces que el flujo no es
permanente. Es impermanente. Es variable.
Hay otros casos de movimiento no permanente que podrían presentarse. Por ejemplo, en
una tubería en la que bruscamente cerramos una válvula situada en su extremo se producirá
una onda de sobrepresión que se propaga hacia aguas arriba. En una sección cualquiera
habrá impermanencia porque las condiciones hidráulicas son variables con el tiempo. Este
fenómeno de sobreelevación súbita de la presión se denomina golpe de ariete.
Se dice que un tramo de canal o tubería tiene movimiento uniforme cuando las características
hidráulicas son las mismas -es decir, son constantes- para cualquier sección de dicho
6
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
tramo. Así por ejemplo, una tubería de sección transversal constante que se alimenta de
un estanque en el que el nivel se mantiene invariable, se dice que tiene movimiento uniforme
porque en todas las secciones transversales son constantes la presión, velocidad, área, etc.
El movimiento es variado cuando en un tramo cambia la sección transversal, velocidad,
presión o cualquier otra característica hidráulica.
Si la variación se produce en una pequeña longitud se dice que el movimiento es rápidamente
variado. Ejemplo típico sería la presencia de una grada en un canal. Sobre la grada hay
fuerte curvatura de las líneas de corriente y rápida variación de la velocidad: es un
movimiento rápidamente variado, M. R. V. (Ver Figura 1.4).
Se llama movimiento gradualmente variado a aquel en el que la variación de las
características hidráulicas se produce suavemente, lentamente a lo largo de una gran
longitud. De acá su nombre de gradual.
Si tenemos un canal con movimiento uniforme en el que hay una grada o caída habrá una
cierta extensión en la que se desarrolla un movimiento que es una especie de transición o
empalme entre el movimiento uniforme, que hay en el canal fuera de la zona de influencia
de la grada, y el movimiento rápidamente variado que, como se señaló anteriormente, se
produce sobre la grada. Ese tramo de transición o empalme es un movimiento gradualmente
variado M. G. V. (Figura 1.4)
M. uniforme M. G. V. M. R. V.
y
Figura 1.4 Movimientos variados
En el ejemplo de la Figura 1.4, el movimiento deja de ser uniforme cuando hay un cambio
en el tirante y , por pequeño que sea este cambio. A partir de ese cambio el movimiento es
gradualmente variado.
No se puede establecer con precisión la sección en la cual un movimiento deja de ser
gradualmente variado para convertirse en rápidamente variado (M. R. V.).
7
IntroducciónCapítulo I
Hay muchos movimientos que estrictamente considerados son impermanentes o variados,
pero que desde el punto de vista del ingeniero, interesado en la solución de un problema
práctico y real, se pueden considerar como permanentes y uniformes. El movimiento
rápidamente variado se estudiará para algunos casos específicos.
Nuestro estudio incidirá preferentemente en el movimiento permanente y uniforme. Es
éste el más frecuente en los problemas de ingeniería.
Resumiendo los conceptos anteriores señalamos que la no uniformidad es la variación del
régimen de corriente con respecto al espacio y que la variabilidad es el cambio del régimen
de corriente con respecto al tiempo.
Debetenerse presente que en cualquier caso en el que se hable de cambio de velocidad,
éste puede ser tanto en magnitud como en dirección.
En los ejemplos anteriores caudal o gasto Q significa el volumen de fluido que pasa en la
unidad de tiempo por una sección determinada. Sus dimensiones son L3 T-1. Cuando se
calcula el gasto por unidad de ancho se llama gasto específico. Sus dimensiones son L2 T-1.
Para los fluidos compresibles la ley de conservación de la materia exige que la cantidad de
fluido que pasa por cada sección en la unidad de tiempo sea constante
constanteAV =ρ
siendo ρ la densidad del fluido, A el área de la sección transversal y V la velocidad
media de la corriente. En el flujo incompresible la densidad es constante y la ecuación de
continuidad es
constanteQVAVA === 2211 (1-3)
A la relación entre el gasto y el área de una sección se le denomina velocidad media
A
QV = (1-4)
1.5 Teorema de Bernoulli. Ecuación de la energía
La forma más conocida del teorema de Bernoulli es
constantezp
g
V
=++
γ2
2
(1-5)
8
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
La suma de los tres términos es constante a lo largo de una línea de corriente en un
movimiento permanente e irrotacional (para un fluido ideal).
Cada uno de los tres términos tiene las dimensiones de una energía por unidad de peso
del fluido.
V 2
g2
1 2V2
p
γ
1
2p
γ
1z z 2
E
g2
Línea de corriente
Plano de referencia
1 2
Figura 1.5 Teorema de Bernoulli
Al primer término gV 22 , se le conoce con el nombre de energía de velocidad o energía
cinética y representa la altura desde la que debe caer libremente un cuerpo, que parte del
reposo, para adquirir la velocidad V .
Los otros dos términos son la altura de presión y la elevación. Su suma representa la
energía potencial y constituye la cota piezométrica.
El teorema de Bernoulli significa que para una línea de corriente la suma de la energía
cinética y la potencial es constante.
En una tubería o en un canal cada línea de corriente tiene un valor propio para la suma de
Bernoulli. Su representación gráfica a lo largo de una línea de corriente es la siguiente
En un fluido ideal, (es decir sin viscosidad), la energía E en 1 es igual a la energía en 2.
Para un fluido real habría una pérdida de energía entre 1 y 2. En realidad no es energía
perdida, sino transformada en calor debido a la fricción.
La ecuación de la energía para un fluido real es entonces
212
2
2
2
1
1
2
1
22 −
+++=++ fhz
p
g
Vzp
g
V
γγ (1-6)
9
IntroducciónCapítulo I
o bien,
2121 −
+= fhEE (1-7)
V es la velocidad de la corriente, p la presión, z la elevación con respecto a un plano
horizontal de referencia (los subíndices 1 y 2 corresponden a cada una de las dos secciones
consideradas), γ es el peso específico del fluido, g la aceleración de la gravedad.
E es la energía total, 
21−f
h es la disipación (pérdida) de energía entre las secciones 1 y 2.
En un flujo paralelo se tendrá que la energía potencial (presión más elevación) es constante
para toda la sección transversal. La diferencia de energía entre una línea de corriente y
otra se debe a la variación de la velocidad. En un flujo paralelo la distribución de presiones
es hidrostática.
1.6 Propiedades geométricas de la sección transversal
Hemos señalado que hidráulicamente se denomina canal al contorno en el que el
escurrimiento tiene una superficie libre en contacto con la atmósfera.
Los canales pueden ser fundamentalmente de dos tipos: naturales y artificiales.
Los canales naturales son los ríos, torrentes, arroyos, etc. Tienen sección transversal irregular
y variable y su estudio corresponde a la hidráulica fluvial. El fondo esta constituido por
partículas sólidas en movimiento (arenas, limos, piedras, etc), y se le denomina lecho
móvil. Ver Figura 1.15d.
Los canales artificiales son construidos por el hombre. Tienen sección transversal regular.
Si su alineamiento es recto se denomina canal prismático.
Las tuberías son conductos a presión que pueden tener cualquier sección transversal.
Radio hidráulico ( R ). Es la relación que existe entre el área transversal y el perímetro
mojado de un conducto hidráulico.
P
AR = (1-8)
Para una tubería de sección circular se tiene
4
DR = (1-9)
10
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
es decir, que el radio hidráulico es la cuarta parte del diámetro, lo que puede obtenerse
fácilmente a partir de la definición general de la ecuación 1-8.
En un canal se debe tener en cuenta que sólo interviene el perímetro mojado, tal como se
muestra en la Figura 1.6
A
T
P (Perímetro mojado)
y
Figura 1.6 Parámetros de la sección transversal de un canal
Tirante hidráulico ( d ) Es la relación que existe en un canal entre el área de la sección A
y el ancho superficial T .
T
Ad = (1-10)
Tirante ( y ) Es la distancia vertical del punto más bajo del fondo del canal hasta la superficie
libre.
Radio hidráulico en un canal muy ancho
Cuando el ancho b de un canal o río es mucho mayor que el tirante, se dice que es un
canal muy ancho. Esto permite hacer un cálculo más rápido y fácil del radio hidráulico.
Figura 1.7 Radio hidráulico en un canal
muy ancho
byA =
ybP 2+=
b
y
y
yb
byR
212 +
=
+
=
y
b
11
IntroducciónCapítulo I
En un canal muy ancho 
b
y es muy pequeño y se puede considerar
yR = (1-12)
Es decir, que en un canal muy ancho el radio hidráulico es igual al tirante.
1.7 Efecto de la viscosidad
El efecto de la mayor o menor viscosidad del fluido sobre las condiciones del escurrimiento
se expresa por el parámetro adimensional denominado número de Reynolds.
El número de Reynolds ( Re ) tiene por expresión
ν
VL
=Re (1-13)
siendo
V : velocidad media del escurrimiento
L : longitud característica
ν : viscosidad cinemática que es igual a la relación que existe entre la viscosidad
dinámica o absoluta ( µ ) y la densidad del fluido ( ρ )
En una tubería se considera generalmente como longitud característica el diámetro de la
tubería
ν
VD
=Re
Algunos autores, especialmente europeos, consideran como longitud característica el radio
hidráulico
ν
VR
=Re
y otros consideran como longitud característica el radio r de la tubería.
En los canales se considera el radio hidráulico para la definición del número de Reynolds.
La elección de la longitud característica es, pues, un asunto convencional. Cuando se
menciona el número de Reynolds debe señalarse la forma en la que queda definido, o sea
que se debe señalar cual es la longitud característica.
12
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
El número de Reynolds representa la relación entre las fuerzas de inercia y las fuerzas
viscosas. Se dice que el flujo es laminar cuando las fuerzas viscosas son más fuertes que
las de inercia. Caso contrario el flujo se denomina turbulento.
El número de Reynolds que separa los escurrimientos laminares de los turbulentos se
llama crítico y para una tubería cuyo número de Reynolds se define según el diámetro
tiene un valor aproximado de 2 300. Si tuviéramos una tubería con flujo turbulento en la
que paulatinamente se va disminuyendo la velocidad llegará un momento en el que el flujo
se hace laminar. Esto ocurre con un número de Reynolds de 2 300. Si tuviéramos el caso
inverso, una tubería con flujo laminar en la que progresivamente se va aumentando la
velocidad, llegará un momento en el que el flujo se haga turbulento. Para este caso no hay
un límite definido; puede ocurrir para un número de Reynolds de 5 000, 10 000, o más,
dependiendo de la naturaleza de las perturbaciones exteriores.
En un canal el número de Reynolds crítico está alrededor de 600, que corresponde
aproximadamente a la cuarta parte del señalado para las tuberías. La explicación está enla ecuación 1-9.
El flujo laminar se presenta con más frecuencia en los fluidos muy viscosos (aceite, petróleo).
En el agua (que tiene pequeña viscosidad) es poco frecuente, salvo en el flujo a través de
medios porosos. El movimiento turbulento es el más frecuente en los problemas de
ingeniería.
La viscosidad absoluta µ o coeficiente de viscosidad dinámica, mide la relación entre un
esfuerzo y una velocidad de deformación. Sus dimensiones son ML-1 T-1 en el sistema
absoluto y FL-2 T en el sistema gravitacional.
En el sistema M. F. S. se mide en kg.s/m2. En el sistema C. G. S. (absoluto) se mide
en gr-masa, centímetros y segundos. La unidad es el poise
scm
masagr 1poise 1
−
−
=
La viscosidad cinemática ν es la relación entre la viscosidad absoluta µ y la densidad
ρ . Sus dimensiones son L2 T-1. Su unidad es el stoke
scm 1stoke 1 2=
En la Figura 1.8, se muestra para diferentes fluidos la variación de la viscosidad con la
temperatura.
Las Figuras 1.8a, 1.8b y 1.8c han sido tomados del libro de Rouse, Hidráulica, Editorial
Dossat.
13
IntroducciónCapítulo I
Figura 1.8a Viscosidad cinemática en función de la temperatura para varios
fluidos (p.e. es el peso específico relativo)
Glicerina Fuel Oil(p.e. = 0,97)
Fuel Oil
(p.e. = 0,94)
SAE 30 Helio
Hidrógeno
SAE 10
Petróleo
 crudo
 (p.e. = 0,93)
Metano
Aire y oxígeno
Amoníaco
Anhidrido carbónico
Salmuera (20% NaCl)
Petróleo crudo
(p.e. = 0,86)
Benceno
Kerosene
Alcohol etílico
Agua
Tetracloruro de carbono
Gasolina
(p.e. = 0,68)
Mercurio
10
-7
10
-3
10
-4
10
-5
10
-6
10
-7
10
-6
10
-5
10
-4
10
-3
8
6
4
2
4
2
6
8
4
2
6
8
4
2
6
8
4
2
6
8
6
2
4
8
6
2
4
8
6
2
4
8
0o o50 o100
50o0 o 100o
2
s
m
ν
T º C
14
Arturo Rocha
H
idráulica de tuberías y canales
Figura 1.8b Viscosidad dinámica en función de
la temperatura para diferentes
gases y líquidos
Figura 1.8c Viscosidad dinámica en función de
la temperatura para varios tipos de
aceite
10
-4
10
-5
10
-610
-6
10
-5
10
-4
8
6
4
2
6
8
4
2
6
8
4
2
4
2
6
2
4
8
6
2
4
8
6
8
0o o50 o100
50o0 o 100o
2
kg - s
m
µ
5 5
5 5
SAE 10
Petróleo crudo
(p.e. = 0,86)Mercurio
Kerosene
Salmuera
(20% NaCl)
Alcohol etílico
Tetracloruro 
de carbono
Agua
Benceno
Gasolina
(p.e. = 0,68)
Helio Oxígeno
Anhidrido carbónico
Aire
Metano
(Gas natural)AmoníacoHidrógeno
T º C
10
-1
10
-2
10
-310
-3
10
-2
10
-1
8
6
4
2
6
8
4
2
6
8
4
2
4
2
6
2
4
8
6
2
4
8
6
8
0o o50 o100
50o0 o 100o
5 5
5 5
Fuel - Oil
(p.e. = 0,97)
Glicerina
Fuel - Oil
(p.e. = 0,94)SAE 30
SAE 30 Petróleo
 crudo
 (p.e. = 0,93)
Petróleo crudo
(p.e. = 0,93)
m
µ
kg - s
2
T º C
15
IntroducciónCapítulo I
1.8 Efecto de la gravedad
El efecto de la mayor o menor influencia de las fuerzas gravitacionales sobre las condiciones
del escurrimiento se expresa por el parámetro adimensional denominado número de Froude.
El número de Froude ( F ) tiene por expresión
gL
VF = (1-14)
siendo
V : velocidad media
g : aceleración de la gravedad
L : longitud característica
El número de Froude se utiliza en canales y generalmente se considera como longitud
característica el tirante hidráulico d Por lo tanto
gd
VF = (1-15)
Siempre que el escurrimiento se produzca con superficie libre, es decir que alguna zona de
la corriente no esta delimitada por el contorno, habrá influencia de la gravedad sobre todo
el escurrimiento.
El número de Froude representa la relación entre las fuerzas de inercia y las fuerzas
gravitacionales. Los valores altos del número de Froude corresponden a pequeña influencia
de la gravedad. Los autores franceses llaman a este parámetro adimensional número de
Reech-Froude.
1.9 Concepto de distribución de velocidades
En los canales y en las tuberías el flujo es esencialmente tridimensional. Para cada punto
de la corriente, el vector velocidad tiene componentes en las tres direcciones.
Para analizar la variación de velocidades en la sección tendremos en cuenta la forma de la
sección transversal, pues la naturaleza y características geométricas del contorno definen
básicamente la curva de distribución de velocidades.
16
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
En las tuberías el caso más simple corresponde a la sección circular. La influencia del
contorno es simétrica y perfectamente definida.
En los canales el caso más simple corresponde a un canal de ancho infinito. Sólo hay
influencia del fondo.
Empezaremos por analizar este último caso. El flujo es bidimensional. En cada punto de
la sección hay una velocidad particular ( hV ). La velocidad es máxima en la superficie. En
el fondo la velocidad es mínima. El esquema característico de la distribución de velocidades
es el siguiente
Denominamos hV a la velocidad que existe a la distancia h del contorno (en este caso
del fondo). La curva que expresa la relación entre hV y h se llama curva de distribución
de velocidades. En los siguientes capítulos estableceremos su ecuación.
En un canal de ancho infinito la velocidad máxima está en la superficie. Pero en un canal
rectangular angosto hay fuerte influencia de los lados y la velocidad máxima aparece
debajo de la superficie. Mientras más angosto es el canal mayor es la influencia de los
lados y la velocidad máxima está más profunda con respecto a la superficie. Valores usuales
para ubicar la velocidad máxima son los comprendidos entre y95,0 y y75,0 . Ver Figura
1.15b.
En una tubería la velocidad es máxima en el eje y mínima en el contorno, tal como se
muestra en el esquema de la Figura 1.10. Para 2Dh = se obtiene la velocidad máxima.
Se observa que los ejemplos de las Figuras 1.9 y 1.10 tienen algo en común: la velocidad
es cero en el contorno. Esto se debe a que hemos considerado fluidos reales (con viscosidad).
Figura 1.9 Distribución de velocidades en un canal
V
y
h
h
17
IntroducciónCapítulo I
La distribución de velocidades depende, entre otros factores, del grado de turbulencia.
Otros factores determinantes son el grado de aspereza (rugosidad) del contorno y el
alineamiento del canal.
Para números de Reynolds elevados se dice que existe turbulencia plenamente desarrollada
y la distribución de velocidades tiende a hacerse uniforme, salvo en la zona próxima al
contorno donde los esfuerzos viscosos y el gradiente de velocidades son muy grandes.
Así por ejemplo, en una tubería cuyo número de Reynolds fuera del orden de 1 ó 2 millones
podría tenerse la siguiente distribución de velocidades
En cambio, en un escurrimiento laminar el gradiente de velocidades es muy grande en
toda la sección transversal y se tendrá una curva de distribución de velocidades de tipo
parabólico (ver Figura 1.12).
Para un fluido ideal, sin viscosidad, cuyo número de Reynolds sea infinito, la distribución
de velocidades sería uniforme (Ver Figura 1.13).
Para números de Reynolds muy altos, como el de la Figura 1.11, la distribución de
velocidades de un fluido real puede calcularse sin cometer mayor error, como si fuera un
fluido ideal salvo en la zona próxima a las paredes.
h = D
2
D
Figura 1.10 Distribución de velocidades en una tubería
Figura 1.11 Distribución de velocidades en una tubería con flujo turbulento
D
18
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Debe tenerse presente que a partir de un cierto valor del número de Reynolds se obtiene
turbulencia plenamente desarrollada. Un aumento en el número de Reynolds no conlleva
un aumentodel grado de turbulencia.
En la Figura 1.9 se presentó la distribución vertical de velocidades en un canal muy ancho.
Este es un caso particular. Tratándose de canales el caso más frecuente es el de las
secciones trapeciales o rectangulares, en las que no puede dejarse de considerar la influencia
de las paredes, en las que la velocidad debe también ser nula. Se tendrá entonces una
distribución transversal de velocidades.
Para ilustrar la distribución de velocidades en la sección transversal se indica en el esquema
de la Figura 1.14 la sección de un canal en el que se ha dibujado las curvas que unen los
puntos de igual velocidad (isotacas). Esta velocidad se ha relacionado con la velocidad
media. Así la curva que tiene el número 2 significa que todos sus puntos tienen una velocidad
que es el doble de la velocidad media.
En la Figura 1.15 se presentan con carácter ilustrativo las distribuciones de velocidad
típicas para diferentes secciones transversales.
El alineamiento del conducto y la simetría de la sección también son factores determinantes
de la curva de distribución de velocidades.
D
Figura 1.12 Distribución de velocidades en una tubería con flujo laminar
Figura 1.13 Distribución de velocidades en una tubería (fluido ideal)
D
19
IntroducciónCapítulo I
Figura 1.14 Isotacas en un canal de sección trapecial
Figura 1.15 Distribución de velocidades en diferentes secciones transversales
2,0
1,5
1,0
0,5
2,5
2,0
1,5
1,0
0,5
2,5
2,0
1,5
1,0
0,5
2,5
2,0
1,5
1,0
0,5
(a)
Canal circular poco profundo
(d)
Canal natural (río)
(b)
Canal rectangular angosto
(c)
Canal circular parcialmente lleno
1,5
1,00,5
2,0
20
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
La asimetría de la sección transversal produce corrientes secundarias, que se llaman así
por no seguir la dirección general de la corriente. Si el movimiento principal es a lo largo
del conducto, entonces la corriente secundaria producida por una curvatura del alineamiento
se desarrolla en un plano normal y representa una circulación que al superponerse al flujo
principal da lugar a un movimiento espiral o "en tornillo".
Analicemos el caso que corresponde al cambio de dirección (codo) en una tubería. La
resistencia viscosa reduce la velocidad en el contorno dando como resultado que allí la
energía sea menor que en las capas adyacentes. Debido a la fuerte caída de presión que
se produce en el contorno exterior hay un flujo secundario que se dirige hacia el exterior y
que debe ser compensado por otro que se dirija hacia el interior.
La aspereza (rugosidad) de las paredes y su influencia sobre la distribución de velocidades
será analizada en el capítulo siguiente. Damos una idea de su significado a través de la
Figura 1.17 en la cual se presentan para una misma tubería dos distribuciones de velocidad,
según que el contorno sea liso o rugoso.
Figura 1.16 Distribución de velocidades en un codo
Figura 1.17 Distribución de velocidades en contornos lisos y rugosos
A
A
SECCION A - A
Liso
Rugoso D
21
IntroducciónCapítulo I
A partir de la ecuación de distribución de velocidades se calcula el gasto
dAVQ h∫= (1-16)
1.10 Coeficiente de Coriolis
El teorema de Bernoulli fue establecido para una línea de corriente. La ecuación 1-5 establece
que la suma de Bernoulli es constante a lo largo de una línea de corriente. Esto significa
que cada línea de corriente tiene un valor propio para la suma de Bernoulli.
Para cada línea de corriente, en una sección determinada, el valor de la velocidad es hV
y la energía cinética correspondiente es gVh 2
2 . Pero, al ingeniero no le interesa trabajar
con líneas de corriente aisladas, sino con la totalidad del escurrimiento.
Consideremos un flujo paralelo. En el flujo paralelo hay una distribución hidrostática de
presiones y por lo tanto la suma zp +γ , o sea la cota piezométrica, es idéntica para todas
las líneas de corriente y la variación que hay entre la suma de Bernoulli para las diferentes
líneas de corriente se debe al gradiente de velocidades.
Para extender el teorema de Bernoulli a toda la sección transversal, habría que tomar el
promedio de los valores de gVh 2
2 . Como esto es difícil de hacer en la práctica, pues se
tendría que considerar un número infinito, o muy grande, de filetes, se busca una
equivalencia, o una aproximación, mediante el cálculo de la energía que corresponde a la
velocidad media.
Evidentemente que esto no es exacto, por cuanto no es lo mismo el promedio de los
cuadrados, que el cuadrado del promedio. De acá que el valor de la energía para toda la
sección transversal, obtenido con la velocidad media, debe corregirse por medio de un
coeficiente que generalmente se designa con la letra α y que recibe el nombre de coeficiente
de Coriolis ó coeficiente de energía.
Para calcular el valor de α pensemos en un tubo de corriente cuya velocidad es hV , que
tiene una sección transversal dA y por el que pasa un fluido cuyo peso específico es γ .
La energía en general se expresa por QH γ
Ahora bien, para dicho tubo de corriente se puede aplicar la ecuación de continuidad 1-3
dAVdQ h=
22
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
y el valor de la energía cinética es
g
VH h
2
2
=
para el tubo de corriente la energía resulta
g
VdAV hh 2
2
γ
que equivale a
dAVh
3
2
ρ
y la energía de toda la sección transversal se obtiene integrando la expresión anterior
∫ dAVh32ρ
Si hiciéramos un cálculo aproximado de la energía de toda la sección, considerando la
velocidad media se tendría
AV 3
2
ρ
para que este valor aproximado sea igual al correcto debe multiplicarse por un factor o
coeficiente de corrección al que se denomina α
∫= dAVAV h33 22 ρρα
de donde,
AV
dAVh
3
3∫
=α (1-17)
que es la expresión del coeficiente de energía o de Coriolis.
Obsérvese que α representa la relación que existe, para una sección dada, entre la energía
real y la que se obtendría considerando una distribución uniforme de velocidades.
 
dQ
 
H
23
IntroducciónCapítulo I
Para canales prismáticos se tiene usualmente
36,103,1 <<α (1-18)
1.11 Coeficiente de Boussinesq
El cálculo de la cantidad de movimiento (momentum) de una corriente también se ve
afectado por la distribución de velocidades.
El valor de la cantidad de movimiento obtenido para toda la sección transversal a partir de
la velocidad media, debe corregirse por medio de un coeficiente que generalmente se
designa con la letra β y que recibe el nombre de coeficiente de Boussinesq o coeficiente
de la cantidad de movimiento.
Para calcular el valor de β pensemos en un tubo de corriente cuya velocidad es hV que
tiene una sección transversal dA y por el que pasa un fluido cuyo peso específico es γ .
Sabemos que en general la cantidad de movimiento se expresa por QV ρ
y para el tubo de corriente es
dAVh
2ρ
La cantidad de movimiento de toda la sección transversal se obtendrá por integración de la
ecuación anterior
∫ dAVh2ρ
Si hiciéramos un cálculo aproximado de la cantidad de movimiento total a partir de la
velocidad media se tendría
AV 2ρ
para que este valor aproximado sea igual al verdadero debe multiplicarse por un factor o
coeficiente de corrección al que se denomina β
∫= dAVAV hρβρ 2
luego,
AV
dAVh
2
2∫
=β (1-19)
24
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
que es la expresión del coeficiente de cantidad de movimiento o de Boussinesq.
El producto QV βρ representa el caudal o flujo de la cantidad de movimiento en una
sección dada.
Para canales prismáticos se tiene usualmente
12,101,1 << β (1-20)
1.12 Discusión de los valores de α y β
De acuerdo a lo expuesto anteriormente el coeficiente α se usará en los cálculos en los
que intervenga la energía yel coeficiente β en los cálculos en los que intervenga la
cantidad de movimiento.
Así por ejemplo, si extendemos la ecuación de la energía a toda la sección transversal
considerando como velocidad la velocidad media se obtiene
212
2
2
2
21
1
2
1
1 22 −
+++=++ fhz
p
g
Vzp
g
V
γ
α
γ
α (1-21)
Cada sección transversal en función de su distribución de velocidades tiene un valor de α .
Es evidente que el uso de los coeficientes α y β depende de la exactitud con la que se
estén haciendo los cálculos. Ambos son siempre mayores que la unidad. En muchos casos
se justifica, considerar
1== βα (1-22)
Obsérvese que para la Figura 1.13 se cumple exactamente esta condición.
A medida que el grado de turbulencia es mayor, o sea para números de Reynolds altos, la
distribución de velocidades se hace más uniforme y es más cierta la suposición 1== βα .
En lo sucesivo y salvo que se indique lo contrario se considerará la ecuación 1-22.
Siempre se tendrá que βα > puesto que en la expresión de α VVh interviene al cubo
y en la expresión de β interviene al cuadrado.
En el flujo laminar, dado el fuerte gradiente de velocidades, los valores de α y β son
grandes. Se demuestra fácilmente que en una tubería con escurrimiento laminar
25
IntroducciónCapítulo I
2=α
3
4
=β (1-23)
Para un canal muy ancho con fondo rugoso, se han obtenido las siguientes expresiones
para los valores de α y β
32 231 εεα −+= (1-24)
21 εβ += (1-25)
siendo
1−=
V
Vmaxε (1-26)
expresión en la que maxV es el valor de la velocidad máxima.
Como hemos señalado anteriormente los valores de α y β dependen del tipo de curva
de distribución de velocidades, específicamente de la relación que existe entre la velocidad
máxima y la media tal como se expresa en las ecuaciones 1-24, 1-25 y 1-26.
Según estudios hechos por Kolupaila se pueden considerar los siguientes valores
aproximados de α y β
TABLA 1.1
VALORES APROXIMADOS DE α Y β (KOLUPAILA)
α β 
Tipo de cauce Min. Prom. Max. Min. Prom. Max. 
Canales y acueductos 1,10 1,15 1,20 1,03 1,05 1,07 
Ríos y torrentes 1,15 1,30 1,50 1,05 1,10 1,17 
Ríos con áreas de inundación 1,50 1,75 2,00 1,17 1,25 1,33 
1.13 Relación entre los coeficientes α y β
Considerando que la velocidad puntual hV correspondiente a la distancia h del contorno,
se puede expresar en función de la velocidad media de la siguiente manera
26
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
VVVh ∆+= (1-27)
siendo V∆ el exceso o defecto de la velocidad puntual sobre la media. Debe cumplirse
que
∫ =∆ 0VdA (1-28)
Para que esta última expresión sea evidente, consideremos que
∫= dAVQ h
Si reemplazamos el valor de la velocidad puntual se obtiene
∫ ∆+= dAVVQ )(
∫ ∆+= VdAVAQ
de donde se concluye que la integral es nula.
Para calcular el valor de α evaluaremos la integral
dA
V
V
A
h 
31 ∫ 
que es la ecuación 1-17.
dA
V
V
A
dA
V
VV
A
dA
V
V
A
 h 
333
1111 ∫∫∫  ∆+= ∆+=
dA
V
V
V
V
V
V
A
 ∫ 


 

 ∆
+

 ∆
+

 ∆
+=
32
3311α
dA
V
V
A
dA
V
V
A
dA
V
V
A
 ∫∫∫  ∆+ ∆+ ∆+=
32 1331α
Ahora vamos a analizar el segundo miembro. La primera integral no puede ser nula y es
siempre positiva. La segunda integral es siempre nula en virtud de la ecuación 1-28. La
tercera integral es generalmente muy pequeña y se desprecia, pues las diferencias con
27
IntroducciónCapítulo I
respecto a la velocidad media están al cubo y tienden a compensarse entre los valores
positivos y negativos. Luego
dA
V
V
A
 ∫  ∆+=
231α (1-29)
Para calcular el valor β hacemos un desarrollo similar y evaluamos la integral que se
obtiene de la ecuación 1-19
dA
V
V
A
dA
V
V
A
dA
V
V
A
 h ∫∫∫  ∆+ ∆+=
22 1211
La primera integral del segundo miembro es evidentemente nula. Luego,
dA
V
V
A
 ∫  ∆+=
211β (1-30)
Eliminando la integral común a las ecuaciones 1-29 y 1-30 se obtiene la relación entre α
y β
( )131 −=− βα (1-31)
Expresión que evidentemente es aproximada.
1.14 Otros estudios sobre los coeficientes α y β
Strauss estudió el efecto de la forma de la sección transversal sobre los coeficientes α y
β . Consideró que la distribución vertical de velocidades se expresa por una ecuación del
tipo
n
h khV
1
=
(1-32)
expresión en la que k y n son parámetros característicos de la curva. h es la distancia
al contorno. Esta ecuación expresa todas las distribuciones posibles de velocidad para
valores de n comprendidos entre 1 e infinito, de modo que para cualquier distribución
28
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
real de velocidades se puede encontrar un valor apropiado de n . El valor de k no tiene
ninguna influencia sobre los valores de α y β .
Combinando la ecuación 1-32 con un desarrollo basado en la consideración de tres factores
adimensionales descriptivos de la forma de la sección transversal Strauss obtuvo las
ecuaciones genéricas de α y β (ecuaciones 1-33 y 1-34)
Los factores adimensionales son
H
H1
=ξ
1B
B
=η
1
2
B
B
=ω
definidos de acuerdo al esquema de la Figura 1.18, que muestra la mitad de una sección
transversal cualquiera de un canal. Obsérvese que se incluye la posibilidad de que el talud
esta formado por dos pendientes diferentes.
H1
H
B
1B
B2
Figura 1.18 Esquema de definición para las ecuaciones de Strauss
Según la sección transversal se determinan los valores de ξ , η y ω con ayuda de la
Tabla 1.2.
Las conclusiones a las que llega Strauss son las siguientes
1. Para canales triangulares y rectangulares los valores de α y β son independientes
del tamaño de la sección. Su valor es una función exclusiva de la distribución de
velocidades.
2. Para canales trapeciales los valores de α y β están influenciados además de la
distribución de velocidades, por la relación η entre el ancho en el fondo B y el ancho
superficial 1B .
29
Introducción
C
apítulo I
( ) ( )
( )
3121211
24
222
323233
32
21119924
2132311132








+−−−+



−+−++
−++−−+








+−−−+



−+−++
=
++++
++++
n
n
n
n
n
n
n
n
n
n
n
n
n
n
n
n
nn
nnn
nn
nn
ξξξηξξωξ
ωξηξωξηξξηξξξηξξωξ
α
Ecuación (1-33)
( ) ( )
( )
2121211
22
22
2222222
22
21114622
2122211132








+−−++



−+−++
−++−−+








+−−++



−+−++
=
++++
++++
n
n
n
n
n
n
n
n
n
n
n
n
n
n
n
n
nn
nnn
nn
nn
ξξξηξξωξ
ωξηξωξηξξηξξξηξξωξ
β
Ecuación (1-34)
30
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
TABLA 1.2
FACTORES ADIMENSIONALES PARA LAS ECUACIONES DE STRAUSS
θ
Factores adimensionales
FORMASECCION
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
01 =H ; 21 BB = ; 1BB =
01 =H ; 0=B ; 21 BB =
01 =H ; 21 BB = ; 1BB <
HH <1 ; 1BB < ; 21 BB =
HH <1 ; 1BB = ; 12 BB >
HH <1 ; 0=B ; 21 BB =
HH <1 ; 0=B ; 21 BB <
HH <1 ; 1BB < ; 21 BB <
'3022º tg==ηξ ; 21 BB =
θξ tg> ; θη tg= ; 21 BB =
H
H1
=ξ
1B
B
=η
1
2
B
B
=ω
0 1 1
0 0 1
0 10 <<η 1
10 << ξ 10 <<η 1
10 << ξ 1 1>ω
10 << ξ 0 1
10 << ξ 0 1>ω
10 << ξ 10 <<η 1>ω
0,4142 0,4142 1
1414,0 << ξ 0,4142 0,4142
Rectángulo
Triángulo
Trapecio
Trapecio + Rectángulo
Trapecio + Trapecio
Triángulo + Rectángulo
Triángulo + Trapecio
Trapecio + Trapecio
Semicírculo (sustituye al semioctógano)Semicírculo + Rectángulo
31
IntroducciónCapítulo I
3. Para canales de sección combinada (doble trapecio, trapecio más rectángulo, etc), los
valores de α y β dependen de la forma de la sección expresada a través de los
parámetros ξ , η y ω y de la distribución de velocidades en función de n .
4. De las secciones estudiadas se encuentra que los menores valores de α se presentan
para secciones rectangulares y los mayores para la sección triangular.
5. Teniendo en cuenta que en canales la distribución de velocidades es tal que puede
describirse con la ecuación 1-32, para valores de n comprendidos entre 2 y 4, se tiene
que los valores de α están comprendidos entre 1,12 y 1,50.
6. Valores experimentales para α obtenidos en el río Danubio llegan a 1,34 y en canales
con pequeña pendiente a 1,85.
Papasov y Botcheva estudiaron los valores de α y β en ríos de Bulgaria de fondo móvil
y determinaron sus valores para diversas descargas y pendientes. Aunque el estudio de
los lechos móviles corresponde a la Hidráulica Fluvial, damos una breve noticia sobre
estas investigaciones.
Los autores llegan a la conclusión que las deformaciones del fondo al alterar la distribución
de velocidades modifican los valores usuales de α y β . Después de estudiar tres ríos
búlgaros llegan a
97,4
056,01 


+=
V
Vmaxα
82,4
047,01 


+=
V
V xmaβ
Ferrer y Fuentes estudiaron la variación del coeficiente β de Boussinesq en un canal de
gasto variable realizando experiencias en un canal de laboratorio en la Universidad de
Chile. Llegaron a la conclusión que para este caso
b
yc29,01+=β
expresión en la que cy es el tirante crítico para el gasto total y b es el ancho del canal.
32
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
1.15 Comparación del escurrimiento en una tubería y un canal
Como una ilustración de la extensión del teorema de Bernoulli a toda la corriente, se
presenta comparativamente en la Figura 1.19 el escurrimiento en una tubería y un canal.
Se ha considerado que fh es la energía perdida en el tramo considerado, con lo que en
realidad estamos usando la ecuación de la energía. El teorema de Bernoulli sólo es aplicable
para un fluido ideal. Se ha considerado que el coeficiente de Coriolis es 1.
En la Figura 1.19, L. E. significa línea de energía y L. P. línea piezométrica o de gradiente
hidráulica.
Ejemplo 1.1 Calcular el radio hidráulico y el tirante hidráulico para un canal de sección trapecial
cuyo ancho en la base es de 3 m. El tirante es de 0,80 m y el talud 0,5. (El talud es la inclinación de
los lados).
Solución.
0,5
1
= 3 mb
= 0,80 my
T
Ancho superficial 80,340,0200,3 =×+=T m
Perímetro mojado 79,4894,0200,3 =×+=P m
Area 72,2=A m2
Radio hidráulico 57,079,472,2 === PAR m
Tirante hidráulico 72,080,372,2 === TAd m
Ejemplo 1.2 Obtener los coeficientes α y β para un canal rectangular muy ancho, aceptando una
distribución vertical de velocidades dada por la siguiente ecuación
n
h khV
1
=
k es una constante, h es la distancia al contorno (ecuación 1-32).
33
IntroducciónCapítulo I
2V
2
p
γ
2
2z
L. E.
hf
L. P.
2
V
g
1
2
p
γ
1
1z
L. P.
2V1
z 1
p
γ
V2
2
2z
L. E. hf
= y
y
1
y2
p = 0
Plano de 
referencia
Plano de 
referencia
2g
2g
2g
1 2
Figura 1.19 Ecuación de la energía
(a) Tubería
(b) Canal
Ecuación de la energía:
fhg
Vzp
g
Vzp +++=++
22
2
2
2
2
2
1
1
1
γγ
34
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Solución. Si aceptamos un ancho unitario se tendrá para el gasto específico la expresión
dhVdq h=
reemplazando la velocidad,
dhkhdq n
1
=
El gasto es
∫= dhVq h
∫= y n dhhkq 0
1
La velocidad media se obtiene dividiendo el gasto entre el área,
y
dhhk
y
qV
y 
 
n∫
==
0
1
Reemplazando en la ecuación 1-17
y
y
dhhk
dhhk
AV
dhV
y 
 
n
y 
 
n
h
3
0
1
0
3
3
3
3







== ∫
∫∫α
211313
3
11
1
13
1
+


+−+








+
+
=
nny
n
nα
De donde,
( )
( )nn
n
+
+
=
3
1
2
3
α
Haciendo un desarrollo similar se obtiene
( )
( )nn
n
+
+
=
2
1 2β
35
IntroducciónCapítulo I
Ejemplo 1.3 La distribución vertical de velocidades en un canal muy ancho es la siguiente
h (m) hV (m/s) 
0,05 
0,10 
0,30 
0,50 
0,70 
0,90 
1,06 
1,24 
1,52 
1,65 
1,73 
1,80 
El tirante es y = 0,95 m.
Calcular
a) el gasto específico q
b) la velocidad media V
c) gráficamente la distancia h del fondo a la que la velocidad es igual a la velocidad media.
d) el coeficiente α de Coriolis
e) el coeficiente β de Boussinesq
f) los valores de α y β aplicando las ecuaciones 1-24 y 1-25 y comparar con los resultados
anteriores.
g) el número de Reynolds (T = 18 °C)
Solución. En primer lugar dibujaremos en un papel milimetrado la curva de distribución de
velocidades
Figura 1.20 Distribución vertical de velocidades (medición)
1,52
0,125
0,075
0,20
1,06
1,24
h
0,20
0,20
0,15
1,73
1,65
(m)
1,80
V (m/s)
0,95 m
36
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
El gasto se obtiene aplicando la siguiente expresión
∑=
=
∆=
yh
h
h hVq
0
En el momento de dibujar la curva es necesario extrapolar ligeramente los valores recordando dos
conceptos fundamentales: en un canal muy ancho la velocidad máxima esta en la superficie y la
velocidad mínima siempre está en el fondo.
Dividimos luego la vertical en 6 partes, para cada una de las cuales suponemos un valor constante
de la velocidad. Mientras mayor sea el número de partes, mayor será la exactitud; pero a su vez para
que tenga sentido real la división en un número elevado de partes debe haber datos numerosos. Las
partes no tienen que ser necesariamente iguales.
a) Según la figura
15080120073120065120052112502410750061 ,,,,,,,,,,,,q ×+×+×+×+×+×=
48,1=q m3/s/m
b) 56,1
95,0
48,1
====
y
q
A
qV m/s
c) De la Figura 1.20 se obtiene h = 0,35 m
d) Para calcular α hacemos el siguiente cuadro
hV 3hV A AVh .
3 
1,06 
1,24 
1,52 
1,65 
1,73 
1,80 
1,19 
1,91 
3,51 
4,49 
5,18 
5,83 
0,075 
0,125 
0,200 
0,200 
0,200 
0,150 
0,089 
0,238 
0,702 
0,898 
1,036 
0,875 
 ∑ AVh3 = 3,838
06,1
95,056,1
838,3
3
=
×
=α α = 1,06
37
IntroducciónCapítulo I
e) Para el cálculo de β hacemos un cuadro similar
hV 2hV A AVh .
2 
1,06 
1,24 
1,52 
1,65 
1,73 
1,80 
1,12 
1,54 
2,31 
2,72 
2,99 
3,24 
0,075 
0,125 
0,200 
0,200 
0,200 
0,150 
0,084 
0,192 
0,462 
0,545 
0,599 
0,486 
 ∑ AVh2 = 2,368
024,1
95,056,1
368,2
2
=
×
=β β = 1,02
f) para la aplicación de las fórmulas aproximadas, empezaremos por calcular el valor de ε para
lo que obtenemos del gráfico que, aproximadamente, la velocidad máxima es 1,80 m/s.
15,01
56,1
80,11 =−=−=
V
Vmaxε
15,0=ε
0225,02 =ε
003375,03 =ε
061,1231 32 =−+= εεα 06,1=α
0225,11 2 =+= εβ 02,1=α
g) 18=T ºC; 610−=ν m2/s
6
6 10482,110
95,056,1Re ×=×==
−ν
VR
38
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
PROBLEMAS PROPUESTOS
(Capítulo I)
1. Demostrar a partir de la Figura 1.18 que el gasto teórico en un canal se puede expresar por
2
1
2
2
1
)(2




−
−∆
=
A
A
hyg
AQ f
En donde 1A y 2A representan las áreas de las secciones transversales respectivas. La diferencia
de cotas piezométricas es y∆. La pérdida de energía entre 1 y 2 es fh .
2. Calcular el valor de β si α = 1,2
3. Demostrar que suponiendo una distribución lineal de velocidades en un canal se obtiene
α = 2 β = 4/3
4. Demostrar que en una tubería de diámetro D con régimen laminar, cuya ecuación de
distribución de velocidades es




−=
44
2hDhgSVh ν
siendo h la distancia al contorno, ν la viscosidad cinemática del fluido y S la pendiente de
la línea de energía; se cumple que
α = 2 β = 4/3
5. Demostrar que en una tubería cuyo radio es r y cuya distribución de velocidades es
7
1
231 


=
r
hVVh ,
se cumple que α = 1,07. Hallar el valor de β .
39
IntroducciónCapítulo I
6. Genéricamente la distribución de velocidades en una tubería de radio r se expresa por
n
maxh r
hVV
1



=
A medida que aumenta el número de Reynolds aumentan los valores de n . ¿Qué ocurrirá con
los valores de α ?
7. Un líquido fluye entre paredes paralelas. La ley de distribución de velocidades es
n
maxh d
hVV 


−= 1
La separación entre las placas es 2 d . La velocidad V está medida a la distancia h del eje.
Calcular los valores de α y β
8. Resolver el problema anterior para una tubería con la misma ley de distribución de velocidades.
9. En una tubería de radio or , por la que circula aceite, la distribución de velocidades es




−= 2
2
1
o
maxh r
rVV
r es la distancia del eje a la que la velocidad es hV
Hallar los valores de α y β
10. En una tubería AB fluye aceite. El diámetro se contrae gradualmente de 0,45 m en A a 0,30 m
en B. En B se bifurca. La tubería BC tiene 0,15 m de diámetro y la tubería BD 0,25 m de
diámetro. C y D descargan a la atmósfera. La velocidad media en A es 1,80 m/s y la velocidad
media en D es 3,60 m/s. Calcular el gasto en C y D y las velocidades en B y C.
11. En una tubería de 6" de diámetro fluye aceite de densidad relativa 0,8. La viscosidad es 1
poise. El gasto es de 200 l/s. Calcular el número de Reynolds.
12. Describir como varía el coeficiente de Coriolis con el número de Reynolds.
13. Una tubería horizontal AB de 0,40 m de diámetro conduce 300 l/s de agua (T = 20°C). La
presión en el punto A es de 5 Kg/cm2 y en el punto B es de 3,5 Kg/cm2. La longitud de la
tubería es de 850 m. Dibujar la línea piezométrica y la línea de energía. Calcular el número
de Reynolds.
40
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
14. Una tubería horizontal de 8" de diámetro y 500 m de largo conduce 100 l/s de aceite de
viscosidad 1 poise y peso específico relativo 0,8. La presión en el punto inicial es de 4 Kg/cm2
y en el punto final de 3 Kg/cm2. Dibujar la línea piezométrica y la línea de energía. Calcular el
número de Reynolds.
15. Una tubería AB de 0,80 m de diámetro conduce 1 m3/s de agua. La elevación del punto inicial A
es 25,8 m y su presión es de 5 Kg/cm2. La elevación del punto final B es 20,2 m y su presión es de
2 Kg/cm2. La longitud de la tubería es de 1 Km. La temperatura es de 20 °C. Dibujar la línea
piezométrica y la línea de energía. Calcular la presión de la tubería en el punto medio de la
distancia AB.
16. Una tubería tiene en su primer
tramo 6" de diámetro y una
velocidad de 3 m/s. El segundo
tramo tiene 8" de diámetro.
Calcular el gasto y la
velocidad en el segundo tramo.
17. Demostrar que en un estanque la energía por unidad de masa es constante para cualquier
punto.
18. Calcular para el ejemplo 1.3 cuál es la celeridad de una pequeña onda superficial que se forme
en el canal. ¿Podrá esta onda remontar la corriente?. Calcular el número de Froude e interpretar
los resultados (La celeridad ó velocidad relativa es gy ).
19. Un tubo cónico vertical tiene entre sus
extremos 1 y 2 una pérdida de carga fh ,
igual a
( )
g
VVhf 2
250
2
21 −
= ,
1V es la velocidad en el punto 1, es igual a 6
m/s. La velocidad en el punto 2 es 2 m/s.
La longitud del tubo es de 8 m. La presión
en el punto 2 equivale a 10 m de agua.
Calcular la presión en Kg/cm2 en el punto 1.
20. Se tiene una línea de conducción cuya sección inicial tiene un diámetro de 8" y una presión de
2 Kg/cm2. La sección final tiene un diámetro de 6", una presión de 1 Kg/cm2 y está 1,20 m por
encima de la sección inicial. Calcular la pérdida de energía fh , entre ambas secciones. El
fluido es petróleo crudo de peso específico relativo 0,93 y la temperatura es de 25°C.
8"6"
8 m
2
1
D1
D2
41
IntroducciónCapítulo I
21. Una tubería vertical de sección variable
conduce agua. El diámetro en la parte
superior es de 12 cm y en la parte inferior
de 6 cm. La longitud es de 10 m. Cuando
el gasto es de 80 l/s la diferencia de presión
entre los manómetros instalados en las
secciones 1 y 2 es de 2,5 Kg/cm2.
Determinar cual es el gasto que debería
pasar en esta tubería para que la diferencia
de presiones entre 1 y 2 sea cero.
Considerar que la perdida de carga fh
entre 1 y 2 es proporcional a la velocidad.
22. Las Figuras 1.10, 1.11, 1.12 y 1.13 presentan diferentes distribuciones de velocidad.
Ordenarlas según valores crecientes del coeficiente de Boussinesq.
23. Hacer un esquema que muestre la distribución vertical de velocidades en el eje del canal
cuya sección se muestra en la Figura 1.14.
24. Demostrar que para un canal triangular cuya distribución de velocidades está dada por la
ecuación 1-32 se cumple que
)992(4
)132(
24
32
++
++
=
nnn
nn
α
calcular el valor de α para n = 2. Comparar con las ecuaciones de Strauss.
25. Calcular el gasto en el sistema mostrado en la figura. El diámetro de la tubería es de 4". Las
pérdidas de energía en el sistema equivalen a gV 24 2 .
10 m
2
1
6 cm
12 cm
H = 10 m
42
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
26. Una tubería se estrecha de 12" en la sección 1 a 6" en la sección 2. La diferencia de presión
entre ambas secciones equivale a 20 cm de mercurio. La pérdida de energía entre 1 y 2 es de
gV 2150 21, . Calcular el gasto. ¿Cuál sería el gasto si se desprecian las pérdidas de carga?
27. La sección transversal de una tubería circular se ha dividido en 10 áreas iguales por medio de
círculos concéntricos. Se ha medido las velocidades medias en cada área, empezando por la
velocidad en el centro. Los resultados en m/s son: 1,71; 1,70; 1,68; 1,64; 1,58; 1,49; 1,38;
1,23; 1,02; 0,77. Calcular los valores de α y β . Si el diámetro fuese de 0,80 m calcular el
caudal.
43
Movimiento UniformeCapítulo II
2.1 El movimiento uniforme en canales y tuberías
El movimiento uniforme es el que se presenta más frecuentemente tanto en los cálculos de
tuberías como en los de canales.
En el capítulo anterior hemos señalado que cada punto de la corriente tiene su propia
velocidad. Esto significa que existe una distribución de velocidades en la sección transversal.
En este capítulo se establecerán las ecuaciones de distribución de velocidades y se obtendrá
por integración las expresiones correspondientes a la velocidad media.
En un canal con movimiento uniforme la profundidad y , el área A , la velocidad media V
y el gasto Q son constantes en todas las secciones y la línea de energía, la superficie libre
y el fondo son líneas paralelas, de modo que sus pendientes son iguales (Figura 2.1)
SSSS WE === 0 (2-1)
ES es la pendiente de la línea de energía
WS es la pendiente de la superficie libre
0S es la pendiente del fondo
Una de las condiciones para que se desarrolle un movimiento uniforme en un canal es que
la pendiente no sea excesivamente grande.
CAPITULO II
MOVIMIENTO UNIFORME
44
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
En la práctica es muy difícil encontrar un movimiento que sea estrictamente uniforme. En
muchos casos el flujo en canales y ríos se considera, desde el puntode vista del ingeniero,
como uniforme.
2V
g2
SE
y
Sw
So
Figura 2.1 Movimiento uniforme en un canal
Si la pendiente de un canal es muy fuerte aparecen ondulaciones superficiales y el
movimiento deja de ser uniforme. En algunos casos las altas velocidades dan lugar a que
el agua atrape y arrastre partículas de aire, que constituyen el aire incorporado y que
alteran la uniformidad del escurrimiento.
En una tubería con movimiento uniforme el área, la velocidad y gasto son constantes en
todas las secciones y la línea de energía es paralela a la línea piezométrica (obsérvese
que estas líneas no son paralelas al eje de la tubería) (Figura 2.1). A la línea piezométrica
se le denomina también línea de gradiente hidráulica y se designa como WS . θ es el
ángulo formado por el eje de la tubería y el plano horizontal de referencia, p es la presión,
γ el peso específico del fluido, z la elevación con respecto al plano horizontal de referencia.
E es la energía total. Los subíndices se refieren a cada una de las dos secciones.
En una tubería se denomina ES , pendiente de la línea de energía, a la relación entre la
diferencia de energía entre dos secciones y la distancia entre las mismas, medida a lo
largo de la tubería.
L
h
L
EES fE 2121 −=
−
= (2-2)
45
Movimiento UniformeCapítulo II
p
γ
2
2z
hf2
V
g
2
p
γ
1
1z
S = SE
Sw
2 g
V 2
L
θ
1-2
E 2
1E
1
2
1 2
Plano de 
referencia
1
2
Figura 2.2 Movimiento uniforme en una tubería
En el movimiento uniforme, por ser la velocidad constante, se considera como diferencia
de energía la correspondiente a la diferencia entre las cotas piezométricas. La línea de
energía y la línea piezométrica son paralelas.
SSS WE ==
L
zpzp
S



+−


+
=
2
2
1
1
γγ (2-3)
El fluido en movimiento ejerce fricción sobre el contorno. Para la obtención de las ecuaciones
de distribución de velocidades se buscará, en primer lugar, establecer una relación entre el
esfuerzo de corte y la inclinación de la línea de energía. Luego, una relación entre la
velocidad y el esfuerzo de corte, para obtener finalmente, eliminando el corte, una función
que relacione la velocidad con la inclinación de la línea de energía. En este desarrollo se
sigue el método presentado por el Profesor Thijsse, en Delft (Holanda).
Todo el desarrollo de este capítulo se refiere al movimiento permanente y uniforme. En
este capítulo se considera que el coeficiente α de Coriolis es igual a 1.
46
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
2.2 Relación entre el corte y la inclinación
a) Canal muy ancho
En la Figura 2.3 se representa el perfil longitudinal de un canal muy ancho con movimiento
uniforme.
Recordemos que en el movimiento uniforme las tres pendientes son iguales y se designan
con la letra S (ecuación 2-1). F es la componente del peso, de la parte achurada, en la
dirección del escurrimiento, h es la distancia variable entre el fondo y la parte inferior de
la porción achurada, cuya longitud es s∆ .
Como es un canal muy ancho consideramos el escurrimiento por unidad de ancho (medido
perpendicularmente al plano del dibujo).
Para el elemento fluido achurado se tiene que su volumen es
shy ∆− )(
y su peso es
shyg ∆− )( ρ
El producto de la densidad ρ por la aceleración g de la gravedad es igual al peso
específico γ .
Figura 2.3 Esfuerzo de corte en un canal muy ancho
2V
g2
S E
y
S w
S o
θ
∆ s
h
τh
F
47
Movimiento UniformeCapítulo II
La componente del peso en la dirección del escurrimiento es
shyg ∆− )( ρ θsen
Como el ángulo θ , formado por el fondo y un plano horizontal de referencia, es pequeño
se considera que Ssen =θ luego,
shyg ∆− )( ρ S
En el movimiento uniforme no hay aceleración. La distribución de presiones es hidrostática.
Las fuerzas debidas a la presión se compensan y la componente del peso en la dirección
del escurrimiento debe ser equilibrada por el corte total, que es el producto del esfuerzo
unitario de corte hτ por el área en que actúa
sShygsh ∆−=∆ )( ρτ
De donde, la relación entre el corte y la inclinación es
Shyh )( −= γτ (2-4)
El esfuerzo de corte sobre el fondo se obtiene para h =0
Syo γτ = (2-5)
Como en un canal muy ancho el tirante es igual al radio hidráulico
SRo γτ = (2-6)
Se llega así a la conclusión que el esfuerzo de corte sobre el fondo es igual al producto del
peso específico del fluido, por el radio hidráulico y por la pendiente (de la línea de energía).
b) Canal de cualquier sección transversal
El caso anterior es hipotético pues corresponde a un canal de ancho infinito. En la práctica
los canales son rectangulares, trapeciales, circulares, etc. Todas estas formas diversas se
esquematizan en la Figura 2.4.
Se muestra en la figura dos secciones de un canal, ubicadas a una distancia s∆ . Para las
mismas condiciones anteriores se tiene que la componente del peso de la masa fluida, en
la dirección del escurrimiento es
sSAg ∆ ρ
48
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
ρ es la densidad del fluido, g la aceleración de la gravedad, A la sección transversal,
S la pendiente.
Esta fuerza debe ser equilibrada por el corte total (en este caso el esfuerzo de corte sobre
el fondo no es constante), que tiene por expresión
sdP
P
∆

∫ 0τ
P es el perímetro mojado, 0τ es el esfuerzo de corte sobre el fondo.
o bien, aproximadamente
sP ∆0τ
Igualando la componente del peso y el corte total se obtiene
S
P
Ag ρτ =0
o bien,
RS γτ =0 (2-7)
Observamos que las ecuaciones 2-6 y 2-7 son iguales. Esto significa que el esfuerzo medio
de corte sobre el fondo en un canal es igual al producto del peso específico del fluido, por
el radio hidráulico y por la inclinación de la línea de energía.
Figura 2.4 Esfuerzo de corte en un canal de cualquier sección transversal
A
∆s
τ o
P
49
Movimiento UniformeCapítulo II
c) Tubería de sección circular
En la Figura 2.5 se muestra un corte longitudinal en una tubería de sección circular de
diámetro D .
Consideremos el cilindro coaxial mostrado en la figura. θ es el ángulo que forma el eje de
la tubería con la horizontal.
La fuerza debida al corte (fricción) es igual a la fuerza debida a la diferencia de presiones.
La fuerza debida al corte es
shDh ∆


−
2
2 πτ
expresión en la que hτ es el esfuerzo de corte a la distancia h del contorno (en este caso,
de la pared de la tubería).
La fuerza debida a la diferencia de presiones y al peso es
∆s senθhDhDpp 
22
21 22
)( 


−+


−− πγπ
Figura 2.5 Esfuerzo de corte en una tubería
p
γ
2
p
γ
1
SE
Sw
2 g
V 2
θ
D
s∆
1p
p2
h
h
50
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
operando,


 ∆+−


− s senθpphD 
γγ
γπ 21
2
2
pero,
21 zz∆s senθ −=
luego,






+−


+


− 2
2
1
1
2
2
zpzphD
γγ
γπ 
teniendo en cuenta que,
Sszpzp ∆=


+−


+ 2
2
1
1
γγ
se obtiene para la fuerza debida a la diferencia de presiones y al peso
SshD ∆


−
2
2
γπ
que debe ser igual a la fuerza de corte,
SshDshDh ∆


−=∆


−
2
22
2 γππτ
de donde, la relación entre el corte y la inclinación es
ShDh 


−=
24
 γτ (2-8)
El esfuerzo de corte sobre el fondo se obtiene para 0=h
SDo 4
γτ =
pero la expresión 4D representa el radio hidráulico de la tubería circular. Luego,
RSo γτ = (2-9)
51
Movimiento UniformeCapítulo II
Para una tubería de cualquier sección transversal se obtiene mediante consideraciones
análogas
RS γτ=0
En resumen, tanto para canales como para tuberías el corte medio sobre el fondo es
RS γτ =0 (2-10)
Obsérvese que esta ecuación es válida tanto para el flujo laminar como para el turbulento.
Examinemos brevemente la distribución transversal del esfuerzo de corte.
La distribución del esfuerzo de corte en un canal es lineal: máximo en el fondo y nulo en la
superficie.
En una tubería el esfuerzo de corte es máximo en las paredes y nulo en el centro y
corresponde a la ecuación 2-11 en la que r es el radio de la tubería.
Figura 2.6 Distribución del esfuerzo de corte (a) en un canal y (b) en una tubería
D
hτ
h
τ o
oτ
h
τo
hτ
(a)
(b)
52
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
La ecuación de distribución de corte es



−=
r
h
oh 1ττ (2-11)
que se obtiene combinando las expresiones 2-8 y 2-9.
Se observa que si 2Drh == (eje de la tubería), entonces .0=hτ Si 0=h se tiene que
0ττ =h (contorno).
2.3 Ecuaciones de distribución de velocidades y de la velocidad media
para un canal muy ancho con movimiento laminar
En un canal como el presentado en la Figura 2.7 se tiene que a una distancia h del
contorno existe un valor de la velocidad ( hV ) y un valor del corte ( hτ ). La relación entre
hV y hτ depende de que el flujo sea laminar o turbulento.
Para el flujo laminar la relación entre el esfuerzo de corte y la velocidad es muy conocida
y corresponde a la definición de viscosidad.
dh
dVh
h µτ = (2-12)
Combinando esta ecuación con la 2-4,
dh
dVShy hµγ =− )( 
dividiendo por ρ ,
dh
dVShyg hν=− )(
separando variables,
( )dhhygSdVh −= ν
e integrando, se obtiene
KhyhgSVh +



−=
2
2
ν
53
Movimiento UniformeCapítulo II
Expresión en la que hV es la velocidad a la distancia h del fondo, S es la pendiente de la
línea de energía, ν es la viscosidad cinemática, y es el tirante, K es una constante de
integración.
El valor de la constante de integración se obtiene para la condición que la velocidad es
nula en el contorno ( 0=h ; 0=hV ; 0=K ), luego,




−=
2
2hyhgSVh ν (2-13)
que es la ecuación de distribución de velocidades en un canal muy ancho con flujo laminar.
Es una curva parabólica.
La velocidad máxima corresponde a la superficie ( yh = )
2
2
ygSVmax ν
= (2-14)
La velocidad media se puede obtener a partir del gasto, calculado por integración de la
ecuación de distribución de velocidades. Sin embargo, como la curva de distribución es
parabólica se puede obtener la velocidad media por simple aplicación de las propiedades
geométricas de la parábola.
Según la Figura 2.7
yVq max 3
2
=
Figura 2.7 Distribución de velocidades en un canal con movimiento laminar
V
y
max
Parábola
h
hV dh dq
54
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Puesto que el área de la parábola es igual a los 2/3 del rectángulo circunscrito. q es el
gasto específico (por unidad de ancho).
Pero también se tiene que,
Vyq =
Luego,
maxVV 3
2
=
2
23
2 ygSV
ν
=
ν3
2gSyV = (2-15)
Que es la fórmula para el cálculo de la velocidad media en un canal con flujo laminar y que
evidentemente equivale a
ν3
2gSRV = (2-15)
Obsérvese que en el movimiento laminar la velocidad es proporcional a la primera potencia
de la pendiente.
En la Figura 2.7 se observa que la velocidad superficial corresponde a la condición
0=
dh
dVh
Evidentemente que también puede hacerse el cálculo por integración.
∫ =
=
=
yh
h h
dhVq
 
 0
calculado q se obtiene por división entre el área y , el valor de la velocidad media, que es
el de la ecuación 2-15.
55
Movimiento UniformeCapítulo II
2.4 Ecuaciones de distribución de velocidades y de la velocidad media
para una tubería con movimiento laminar
Combinado las ecuaciones 2-8 y 2-12 se obtiene
ShD
dh
dVh 


−=
24
 γµ
de donde, luego de separar variables e integrar, se llega a
KhDhgSVh +



−=
44
2
ν
El valor de la constante de integración se obtiene para las condiciones del contorno ( 0=h ;
0=hV ; 0=K ). Luego,




−=
44
2hDhgSVh ν (2-16)
que es la ecuación de distribución de velocidades para una tubería con movimiento laminar.
La velocidad máxima se presenta en el eje y corresponde a 4Dh =
16
2DgSVmax ν
= (2-17)
La velocidad media puede obtenerse por integración de la ecuación 2-16, pero en este
caso aplicamos la propiedad geométrica que dice que el volumen de un paraboloide es la
mitad del cilindro circunscrito.
Luego,
maxVV 2
1
=
En una tubería con flujo laminar la velocidad media es igual a la mitad de la velocidad
máxima; es decir,
32
2DgSV
ν
= (2-18)
56
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
que es la conocida ecuación de Hagen - Poiseuille. Si expresamos esta ecuación en función
del radio hidráulico, tenemos
2
2
RgSV
ν
= (2-19)
expresión que es muy parecida a la ecuación 2-15, que fue establecida para un canal. En
un caso el denominador es 2 y en otro 3. Podríamos concluir que cualquier otra sección
transversal intermedia entre los dos casos extremos estudiados (canal muy ancho y tubería
circular) debe tener en el denominador un valor comprendido entre 2 y 3.
ν)32(
2
 á 
gSRV =
La velocidad media también podría haberse obtenido por la integración de la ecuación 2-16
∫ =
=



−=
2/
0 2
2
Dh
h h
dhhDVQ
 
 
 π
de donde,
ν
π
128
4SDgQ =
y,
4/2D
Q
A
QV
 π
==
obteniéndose el valor de la ecuación 2-18
Mediante sencillas transformaciones de la ecuación 2-18 se obtiene que la diferencia de
cotas piezométricas separadas por la longitud L a lo largo de la tubería es
2
32
D
VL
 
 
γ
µ
(2-19a)
Ejemplo 2.1 Se bombea petróleo crudo en una tubería horizontal de 6 cm de diámetro. El gasto es
de 25 litros por minuto. Se ha verificado que entre dos manómetros colocados en la tubería a una
distancia de 1 000 m hay una diferencia de presión de 0,103 Kg/cm2 . Calcular la viscosidad del
petróleo. Determinar aproximadamente y con ayuda de la Figura 1.8 cual sería la variación en el
gasto si la temperatura disminuye a 0 ºC. Considerar que la diferencia de presiones permanece
constante.
57
Movimiento UniformeCapítulo II
Solución. Por ser una tubería horizontal en la que supondremos un régimen laminar,
221
32
D
VL pp µ=− (2-19a)
1p y 2p son las presiones en las dos secciones de la tubería.
21 pp − = 0,103 kg/cm2 = 1030 kg/m2
Q = 25 l/min = 0,000417 m3/s
4
2D A π= = 0,00283 m2
A
QV = = 0,147 m/s
Luego,
41036
00011470320301
−×
××
=
 , µ
De donde,
µ = 7,9 x 10-4 kg-s/m2
Ahora debemos verificar el número de Reynolds para comprobar que el flujo es laminar. La viscosidad
dinámica que hemos obtenido corresponde, según la Figura 1.8, a un petróleo crudo cuya densidad
relativa es 0,86. Luego,
ν = 9 x 10-6 m2/s
980
109
0601470Re 6 =×
×
==
−
,,VD
ν
El flujo es, pues, efectivamente laminar y corresponde a una temperatura de 20 ºC (aprox.)
Si la temperatura disminuye a 0 ºC, entonces
µ = 1,6 x 10-3 kg-s/m2
Aplicando nuevamente la ecuación 2-19a
4
3
1036
00011061320301
−
−
×
××××
=
 , V
Se obtiene,
V = 0,0724 m/s
que es la nueva velocidad media al disminuir la temperatura (y aumentar la viscosidad).
58
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
El nuevo gasto es
Q = 12,3 l/min
La reducción es de 12,7 l/min, que representa el 50,8 %
Ejemplo 2.2 Demostrar que en un canal con flujo laminar se puede calcular la velocidad media
promediando las velocidades a 0,2 y 0,8 del tirante.
Solución. Partimos de la ecuación 2-13, que nos da la distribuciónde velocidades en un canal con
flujo laminar



−=
2
2hyhgSVh ν
Luego aplicamos esta ecuación a los dos tirantes mencionados
2
2
2
8,0 48,02
64,08,0 ygSyygSV
νν
=


−=
2
2,0 18,0 y
gSV
ν
=
El promedio de estos dos valores es 233,0 y
gS
ν
, expresión que es prácticamente igual a la ecuación
2-15 que nos da la velocidad media en un canal con flujo laminar
2
3
ygSV
ν
=
Ejemplo 2.3 Se bombea aceite a razón de 14 l/s en una tubería de 10 cm de diámetro. La densidad
relativa del aceite es 0,92 y la viscosidad es 0,01 kg-s/m2. ¿Cuál será la diferencia entre las lecturas
de los manómetros de los puntos A y B mostrados en la figura?. ¿Cuál es la velocidad máxima que
se presenta en la tubería?
0,8 y
0,2 y
300 m
A
B
3 m
59
Movimiento UniformeCapítulo II
Solución. Supongamos que el flujo es laminar (ecuación 2-19)
ν2
2gSRV =
Para aplicar esta ecuación tenemos los siguientes datos
A
QV = = 1,78 m/s
ν = 1,07 x 10-4 m2/s
Luego,
ν
VD
=Re = 1 664
con lo que se confirma que el flujo es laminar. Despejamos ahora la pendiente S
2
2
R 
V S
γ
µ
= = 0,0619
o bien,
L
hf = 0,0619 fh = 0,0619 x 300 = 18,57 m
La diferencia de cotas piezométricas es, pues, de 18,57 m. Como la diferencia de elevaciones es de
3 m se concluye que la diferencia de presiones debe equivaler a 15,57 m Luego,
p∆ = 920 x 15,57 x 10-4 = 1,43 kg/cm2
La velocidad máxima, según la ecuación 2-17, es
16
2DgSVmax ν
=
maxV = 3,55 m/s
Valor que efectivamente corresponde al doble de la velocidad media (como debe ser en el régimen
laminar).
Ejemplo 2.4 Demostrar que en una tubería circular con flujo laminar se cumple que,
dx
dpr
dr
dVr
dr
d h
µ
1
=


expresión en la que hV es la velocidad a la distancia r del eje x , µ es la viscosidad dinámica y
dx
dp
 es el gradiente de presiones.
60
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Luego, integrando la expresión anterior, demostrar que si se desarrolla un flujo laminar en el espacio
comprendido entre dos tuberías concéntricas de radios 1r y 2r , entonces la velocidad máxima se
presenta al radio r
a
arr
ln2
12
1
−
=
1
2
r
ra =
Solución. Consideremos un elemento anular de espesor dr , ubicado al radio r y cuya velocidad es
hV . Consideremos también, longitudinalmente, una distancia x∆ , en cuyos extremos hay presiones
1p y 2p cuya diferencia es p∆ . Se cumple así que,
dx
dpxp ∆=∆
La fuerza debida a la diferencia de presiones es igual al área del anillo por la diferencia de presiones
dx
dpx rdr ∆π2 (1)
La fuerza de corte sobre el anillo es igual a su área por el esfuerzo de corte
h xr τπ ∆2
o bien,
dr
dVxr h µπ ∆2
Como el flujo es laminar se ha introducido la ec. 2-12.
La variación de la fuerza de corte con el radio r es


∆
dr
dVr
dr
dx h µπ2
1rr2r1
dr
r
r2
∆ x
r1
r2
61
Movimiento UniformeCapítulo II
y la fuerza total sobre el anillo se obtiene multiplicando esta expresión por dr
dr
dr
dVr
dr
dx h 

∆πµ2 (2)
Las ecuaciones 1 y 2 deben ser iguales
dr
dr
dVr
dr
dx
dx
dpxrdr h 

∆=∆ πµπ 22
de donde,
dx
dpr
dr
dVr
dr
d h
µ
1
=


Integrando dos veces la ecuación obtenida se encuentra la velocidad hV
A
dx
dpr
dr
dVr h +=
µ2
2
r
A
dx
dpr
dr
dVh +=
µ2
BrA
dx
dprVh ++= ln4
2
µ
Por condición de contorno se obtiene dos ecuaciones
Si 1rr = , entonces 0=hV
Si 2rr = , entonces 0=hV
dx
dprBrA
µ4
ln
2
1
1 −=+
dx
dprBrA
µ4
ln
2
2
2 −=+
de donde,
dx
dprrrrA
µ4
)ln(ln
2
2
2
1
12
−
=−
1
2
2
2
2
1
ln
1
4
r
rdx
dprrA
µ
−
=
La velocidad es máxima cuando 0=
dr
dVh
62
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
0
2
=+=
r
A
dx
dpr
dr
dVh
µ
0
ln
1
42
1
2
2
2
2
1
2
=
−
+
r
rdx
dprr
dx
dpr
µµ
1
2
2
1
2
2
2
12
ln
11
2
r
rr
rrr 



−=
obteniéndose finalmente
a
arr
ln2
12
1
−
= siendo 
1
2
r
ra =
2.5 Ecuación general de distribución de velocidades para el
movimiento turbulento en un contorno hidráulicamente liso
El desarrollo que se presenta a continuación corresponde al expuesto por el profesor Thijsse,
en Delft.
La determinación de la distribución de velocidades en el flujo laminar se hace, como lo
hemos visto, recurriendo únicamente a consideraciones teóricas.
Para hallar las ecuaciones correspondientes en el movimiento turbulento habrá que recurrir
además a información experimental.
Así pues, las ecuaciones de distribución de velocidades en el flujo turbulento se calculan
en base a estudios teóricos y experimentales de algunos investigadores hidráulicos, entre
los que los más importantes son Prandtl, von Karman y Nikuradse.
Para obtener la ecuación de distribución de velocidades debemos establecer previamente
una relación entre el corte y la velocidad.
Partiendo de la expresión de Reynolds, que nos da la tensión tangencial adicional presente
en el flujo turbulento y que es
''Vuh ρτ =
'u y 'V son las fluctuaciones de la velocidad en un punto (flujo bidimensional), ρ es la
densidad del fluido.
Prandtl introduce una longitud característica L , a la que llama longitud de mezcla. Esta
longitud representa la distancia media que tiene que recorrer una partícula para transferir o
63
Movimiento UniformeCapítulo II
perder su exceso de cantidad de movimiento. Este concepto de longitud de mezcla es
análogo al de recorrido libre medio de la teoría cinética de los gases.
Prandtl consideró que
'u es proporcional a dh
dVh
o
o
o dh
dVLu h='
'V es proporcional a dh
dVh
o
o
o dh
dVLV h='
y por lo tanto,
2
2 


=
dh
dVL hh ρτ (2-20)
expresión para el flujo turbulento, que consideramos correspondiente a la ecuación 2-12,
que es para el flujo laminar.
De la ecuación 2-20 obtenemos
dh
dVL hh =
ρ
τ
(2-21)
Examinaremos a continuación lo que ocurre en un canal y en una tubería.
a) Canal muy ancho
Debemos establecer para este caso una relación entre L y la profundidad. La condición es
que la longitud de mezcla debe ser cero tanto en el fondo como en la superficie. Esto
puede expresarse por medio de
2
1
1 



−=
y
hh L κ (2-22)
κ es la constante de Karman, para la que aceptamos el valor de 0,4 (sin sólidos en
suspensión).
Reemplazando este valor de la longitud de mezcla en la ecuación 2-21, obtenemos
dh
dV
y
hh hh
2
1
1 



−= κ
ρ
τ
64
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
sustituyendo ahora el valor de hτ según la ecuación 2-4
dh
dV
y
hh Shy h
2
1
1)( 


−=
−
κ
ρ
γ
simplificando,
dh
dVh gyS hκ=
separando variables,
h
dh gySdVh
κ
= (2-23)
Hemos llegado a esta ecuación a partir de una definición de la longitud de mezcla, dada
por la ecuación 2-22. Hay otras definiciones para la longitud de mezcla, que buscan también
una concordancia entre los resultados teóricos y las mediciones observadas. Sin embargo
acá nos limitamos a presentar la teoría de Karman – Prandtl.
La expresión gyS que es igual a ρ
τ 0
 recibe el nombre de velocidad de corte,
gySV ==
ρ
τ 0
* (2-24)
Luego reemplazando en 2-23
h
dhVdVh
κ
*
=
integrando
KhVVh += ∗ ln
κ
(2-25)
Evidentemente que esta ecuación no es válida hasta el fondo porque allí para 0=h ,
−∞=0ln , lo que es inadmisible. Aceptaremos que la ecuación 2-25 sólo es válida hasta
una cierta distancia muy próxima al fondo.
Consideremos entoncesque la constante de integración, cuyo valor estamos tratando de
hallar, tiene la forma
65
Movimiento UniformeCapítulo II
0
* ln hVK
κ
−=
0h representa la distancia del fondo a la cual, según la ecuación 2-25, la velocidad es cero.
Reemplazando en la ecuación 2-25 el valor propuesto para la constante de integración se
obtiene
0
* ln
h
hVVh
κ
= (2-26)
La imposibilidad de llevar hasta el contorno la validez de la ecuación 2-25 nos hace pensar
que algo ocurre cerca de las paredes. Se supuso y esta es la esencia de la teoría de
Prandtl, que para el caso de un fondo liso se desarrolla cerca al fondo una delgada capa en
la que el flujo es laminar. Es decir, que la distribución de velocidades en esta subcapa es
diferente a la que estamos aceptando para el resto de la sección.
En el capitulo III presentamos con más detalle el concepto de capa límite y la aparición
dentro de ella de una subcapa laminar.
El espesor de esta subcapa laminar se designa con la letra δ
Vamos a admitir que dentro de esta subcapa laminar el esfuerzo de corte es constante e
igual al esfuerzo de corte sobre el fondo ( 0ττ =h , para δ≤h ).
Figura 2.8 Subcapa laminar
ho
Ecuación 2-26
Ecuación 2-27
Fondo liso
δ
66
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
En el flujo laminar el corte es
dh
dVh
h µτ =
reemplazando 0ττ =h y separando variables,
νρµ
ρτ
µ
τ 2*00 V
dh
dVh
===
integrando,
KhVVh += ν
2
*
La condición de velocidad nula en el fondo determina que 0=K
Luego
 hVVh ν
2
*
= para δ≤≤ h0 (2-27)
Tenemos ahora dos ecuaciones de distribución de velocidades: la 2-26, que es para el flujo
turbulento y la 2-27 que es para el flujo laminar que se desarrolla cerca al fondo en una
capa cuyo espesor, muy delgado, es δ , y se designa con el nombre se subcapa laminar.
En este caso particular y por ser muy delgada la capa, la consecuencia de haber considerado
que dentro de ella el corte es constante es que la distribución de velocidades es lineal y no
parabólica (como correspondería a un movimiento laminar). Ver Figura 2.8.
Evidentemente que para δ=h ambas ecuaciones deben coincidir
δ
ν
δ
2
*VV = (flujo laminar)
0
* ln
h
VV δ
κ
δ = (flujo turbulento)
igualando estos dos valores se obtiene
0
*
2
* ln
h
VV δ
κ
δ
ν
= (2-27a)
Para determinar el valor de δ se realizó una combinación de consideraciones teóricas y
67
Movimiento UniformeCapítulo II
experimentales a partir de la aceptación que la distribución de velocidades en un conducto
liso es una relación entre dos parámetros adimensionales
 
*V
Vh
 ; ν
hV
∗
tal como se ha visto en la ecuación 2-27 para el flujo dentro de la subcapa laminar. Si
llevamos estos valores a un gráfico semilogarítmico representado para el flujo laminar los
valores de la ecuación 2-27 y para el flujo turbulento valores experimentalmente medidos
se tiene
Obviamente la intersección de las dos curvas marca el límite de aplicación de cada una de
ellas y resulta ser 11,6; luego
11,6 =
ν
hV*
a ese valor de h se le denomina δ . Luego
11,6 =
ν
δ*V (2-28)
Figura 2.9 Relación entre parámetros adimensionales para el
cálculo de la distribución de velocidades
35
0
150 105
11,6
2520 30
LA
MI
NA
R10
10 000
1 000
V*
hV
TU
RB
UL
EN
TO
100
v
*V h
100 000
68
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Reemplazando este valor en el primer miembro de la ecuación 2-27a
0
*
*
2
* ln6,11
h
V
V
V δ
κ
ν
ν
=
κ
δ 6,11ln
0
=
h
El valor de κ , constante de Karman es de 0,4
644ln
0
,
h
=
δ
1040
δ
=h (2-29)
si reemplazamos este valor en la ecuación 2-26 se obtiene
δκ
hVVh
104ln*= (2-30)
que es la ecuación de distribución de velocidades en un contorno hidráulicamente liso.
Posteriormente señalaremos cuando se dice que un contorno es hidráulicamente liso.
Para la distribución de velocidades en una tubería se obtendrá una expresión idéntica,
como se demuestra a continuación.
b) Tubería
En este caso la longitud de mezcla tiene por expresión
2
1
21 


−=
D
hh L κ (2-31)
reemplazando este valor y el de la distribución del esfuerzo de corte en una tubería, ecuación
2-8, en la ecuación 2-21, se obtiene luego de algunas sustituciones una ecuación
correspondiente a la 2-23, con lo que el desarrollo continúa igual.
La ecuación 2-30 es, pues, de carácter general para un conducto, canal o tubería, cuyas
paredes sean hidráulicamente lisas, demostrándose así que la distribución de velocidades
en el flujo turbulento es logarítmica.
69
Movimiento UniformeCapítulo II
Se observa que la ecuación 2-30 corresponde a una relación entre dos parámetros
adimensionales.
*V
Vh
 ; δ
h
que guarda correspondencia con lo expuesto anteriormente, por cuanto,



=
ν
ϕδ
hVh *
2.6 Obtención de las ecuaciones de la velocidad media en conductos
lisos
En general los contornos pueden ser lisos o rugosos. El contorno hidráulicamente liso es
aquel que permite el desarrollo de una subcapa laminar.
a) Canal muy ancho
Por integración de la ecuación 2-30 obtenemos el gasto específico para un canal muy
ancho. Luego, dividiendo el gasto entre el área obtendremos la velocidad media.
∫= superficiecontorno h dhVq 
Los límites de la integral los fijamos de acuerdo a la extensión de la validez de la ecuación
de hV . Es decir, para el flujo turbulento despreciamos la pequeñísima porción que
corresponde al flujo laminar.
∫ =
=
=
yh 
h 
dhhV q
δ δκ
104ln*
[ ] y 
 
dh dh hdh Vq
δ
δ
κ ∫ ∫ ∫−+= lnln104ln*
[ ] y h hh hh Vq
δ
δ
κ
lnln104ln* −−+=
Reemplazamos los límites
70
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
δ=
=
h
yh
Se obtiene
( ) ( ) 


+−−−= δδδκ
yyyyVq ln104ln*
Consideramos ahora que,
yy →− δ



+−=
δκ
yyVq ln1104ln*
δκδκ
yyV
e
yyVq 3,38ln104ln ** ==
δκ
yV
y
qV 3,38ln*==
δκ
yVV 3,38ln*=
que es la ecuación que nos da la velocidad media en un canal muy ancho con fondo
hidráulicamente liso y que evidentemente equivale a
δκ
RVV 3,38ln*= (2-32)
En el desarrollo que nos ha permitido llegar a esta expresión se ha hecho, entre otras, la
simplificación de suponer yy =−δ , lo que, naturalmente, no es rigurosamente exacto.
De otro lado debemos recordar que al fijar los límites de integración hemos despreciado el
flujo a través de la subcapa laminar.
b) Tubería
El gasto es
dhhDVQ
centro
contorno h



−= ∫ 22 π
71
Movimiento UniformeCapítulo II
el gasto total se obtiene por integración a partir del flujo a través de un pequeño anillo de
espesor dh , cuya distancia al contorno es h . El perímetro es 


− hD
2
2 π y el área
elemental correspondiente es dhhD 


−
2
2 π .
dhhVhD Q
Dh 
h δκ
π
δ
104ln
2
2
2/
*∫ =
=



−=
∫  −=
2/
* 104ln
2
2
D 
 
dhhhDVQ
δ δκ
π
Como límites de la integral fijamos δ=h (despreciando así el flujo a través de la subcapa
laminar) y 2/Dh = (eje de la tubería). Obsérvese que se ha determinado los límites de
integración en función del campo de validez de la fórmula (flujo turbulento).
2
* 104ln104ln
2
2
D 
 
dhhhdhhDVQ
δδδκ
π 


−= ∫∫
la primera integral ya ha sido evaluada, luego,
2
* lnln104lnln
22
ln
2
104ln
2
2
D 
 
dh hdh hhdh hh DhDhhDhDVQ
δ
δδ
κ
π 


+−−−−+= ∫ ∫∫
Figura 2.10 Flujo a través de un anillo
dh
r
D
D
2 - h
h
72
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
desarrollando y simplificando convenientemente obtenemos


=
δκ
π 2/3
2
*
2
104ln
8
2
e
DDVQ
δκπ 2/3
*
2 2
104ln
4/ e
DV
D 
Q
A
QV ===
sustituyendo RD 4=
δκ
RVV 4,46ln*= (2-33)
que es la ecuación que nos da la velocidad media de una tubería hidráulicamente lisa.
Obsérvese que las ecuaciones 2-32 y 2-33 son muy similares. Representan un concepto
fundamental, la relación entre dos parámetros adimensionales.



= δϕ
R
V
V 
*
Lo mismo ocurre con la ecuación de distribución de velocidades (2-30)



= δϕ
h
V
Vh 
*
En ambos casos la función es logarítmica por ser un flujo turbulento.
2.7 Ecuación general de distribución de velocidades para el
movimiento turbulento en un contorno hidráulicamente rugoso
En un contorno hidráulicamente rugoso las asperezas del fondo, o sea las protuberancias
de su superficie, son tan grandes comparativamente con δ que no permiten el desarrollo
de una subcapa laminar.
Vamos a partir de la ecuación 2-26 cuya validez es genérica e independiente de la naturaleza
del fondo (liso o rugoso)
0
* ln
h
hVVh
κ
=
Exagerando el tamaño de las asperezas del fondo tendríamos
73
Movimiento UniformeCapítulo II
Se observa en la Figura 2.11 que no es posible que se desarrolle la subcapa laminar.
El estudio experimental del comportamiento de las tuberías rugosas fue hecho por Nikuradse,
quien utilizó en realidad rugosidad artificial y homogénea. Trabajó con tuberías en cuya
superficie interior colocó una capa de arena de diámetro uniforme k . Repitiendo las
experiencias para diversos diámetros y valores de k llegó a la conclusión que la validez
de la ecuación 2-26 puede extenderse hasta
300
kh = (2-34)
siendo k el tamaño absoluto promedio de las irregularidades (asperezas) del fondo y que
tiene un valor particular para cada material. A veces se usa la mitad de este valor como
representativo, entonces
ak 2= ooo 
150
ah = (2-35)
Reemplazando el valor de oh en la ecuación genérica de distribución de velocidades (2-26)
se obtiene
k
hVVh
30ln*
κ
= (2-36)
que es la ecuación de distribución de velocidades en un contorno rugoso (tubería o canal).
Las ecuaciones 2-30 y 2-36 son las ecuaciones de la distribución de velocidad de Karman-
Prandtl.
En la Tabla 2.1 se presentan los tamaños de la rugosidad absoluta para diversos materiales.
Figura 2.11 Distribución de velocidades en un contorno rugoso
Ecuación 2-26
δ
74
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
TABLA 2.1
VALORES DE LA RUGOSIDAD ABSOLUTA k
Los valores anteriores se refieren a conductos nuevos o usados, según el caso. Por su
propia naturaleza son valores aproximados. Su determinación se ha hecho por métodos
indirectos.
En las tuberías es importante la influencia de las uniones o empalmes. En el concreto el
acabado puede ser de naturaleza muy variada y a veces ocurren valores mayores o menores
a los presentados en la Tabla 2.1.
La variación de estos valores con el tiempo puede ser muy grande.
MATERIAL k (m) 
Tubos muy lisos sin costura (vidrio, cobre, acero 
nuevo con superficie pintada, plástico, etc.) 
Fierro forjado 
Acero rolado nuevo 
Acero laminado, nuevo 
Fierro fundido, nuevo 
Fierro galvanizado 
Fierro fundido, asfaltado 
Fierro fundido oxidado 
Acero remachado 
 
Asbesto cemento, nuevo 
Concreto centrifugado nuevo 
Concreto muy bien terminado, a mano 
Concreto liso 
Concreto bien acabado, usado 
Concreto sin acabado especial 
Concreto rugoso 
 
Duelas de madera 
 
1,5 x 10-6 
4,5 x 10-5 
5 x 10-5 
4 x 10-5 – 10-4 
2,5 x 10-4 
1,5 x 10-4 
1,2 x 10-4 
1 x 10-3 – 1,5 x 10-3 
0,9 x 10-4 – 0,9 x 10-3 
 
2,5 x 10-5 
1,6 x 10-4 
10-5 
2,5 x 10-5 
2 x 10-4 – 3 x 10-4 
10-3 – 3 x 10-3 
10-2 
 
1,8x10-4 – 9 x 10-4 
 
75
Movimiento UniformeCapítulo II
2.8 Obtención de las ecuaciones de la velocidad media en conductos
rugosos
a) Canal muy ancho
Obtenemos el gasto específico por integración.
∫= superficiefondo hdhVq 
considerando como distribución de velocidad la ecuación 2-36 y reemplazando se obtiene
∫ =
=
=
yh 
hh 
dh
k
hVq
0
30ln*
κ
[ ] y 
h 
dhkhdhdhVq
0
lnln30ln* ∫ ∫ ∫−+= κ
[ ] y 
h
khhhhhVq
0
lnln30ln* −−+=
κ








→
−+−−−= ∗
321
0
lnln)(ln)(30ln 0000 e
hh
e
yyhykhyVq
κ
pero, 00 →− hy
ek
yyV
e
yykyyVq 30lnlnln30ln **
κκ
=


+−=
ek
yV
y
qV 30ln*
κ
== → k
yVV 11ln*
κ
=
que evidentemente equivale a
k
RVV 11ln*
κ
= (2-37)
que es la ecuación que nos da la velocidad media en un canal muy ancho de fondo
hidráulicamente rugoso.
76
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
b) Tubería
Se procede como en los casos anteriores. El gasto, de acuerdo a la Figura 2.10, es
∫  −=
centro
contorno h
dhhDVQ
 
 
 
2
2π
Reemplazando el valor de hV según la ecuación 2-36,
∫  −= 2 *0 2230ln
D 
h 
dhhD 
k
hV Q π
κ
integrando y simplificando se obtiene
k
RVV 4,13ln*
κ
= (2-38)
que es la ecuación de la velocidad media en una tubería de fondo hidráulicamente rugoso.
2.9 Obtención de la ecuación de Chezy
Hasta el momento hemos obtenido dos fórmulas para el cálculo de la velocidad media en
conductos lisos: una para canales (2-32) y otra para tuberías (2-33).
δκ
RVV 3,38ln*= (canales)
δκ
RVV 4,46ln*= (tuberías)
La ecuación 2-32, que fue establecida para un canal muy ancho, se ha expresado en
función del radio hidráulico, puesto que para ese caso el radio hidráulico es igual al tirante.
Se observa que ambas ecuaciones son muy parecidas. Difieren sólo en el valor numérico
del coeficiente de δR .
Con el objeto de obtener una fórmula aproximada que comprenda tanto a tuberías como a
canales tomamos el promedio aproximado de los coeficientes y se obtiene
Conductos
lisos
77
Movimiento UniformeCapítulo II
δκ
RVV 42ln*= (2-39)
Esta es la fórmula aproximada para la velocidad media en cualquier conducto liso (canal
muy ancho, tubería o cualquier otra sección intermedia). Para la solución de problemas
prácticos usaremos la ecuación 2-39; para demostraciones las ecuaciones 2-32 y 2-33.
Para los conductos rugosos también hemos obtenido dos fórmulas: una para canales (2-37) y
otra para tuberías (2-38)
k
RVV 11ln*
κ
= (canales)
k
RVV 4,13ln*
κ
= (tuberías)
Ambas ecuaciones son también muy parecidas y pueden reemplazarse por otra que
considere el promedio aproximado de los coeficientes de kR
k
RVV 12ln*
κ
= (2-40)
Esta es la fórmula aproximada para la velocidad media en cualquier conducto rugoso
(canal muy ancho, tubería o cualquier otra sección intermedia).
Un conducto puede tener paredes hidráulicamente lisas o hidráulicamente rugosas. En el
segundo caso se entiende que el tamaño de la rugosidad absoluta y de las características
del escurrimiento no permiten que se desarrolle una subcapa laminar. En cambio en el
primer caso, conductos lisos, si existe una subcapa laminar y la velocidad es función de su
espesor. Eventualmente pueden presentarse casos intermedios o de transición.
Con fines prácticos estableceremos una fórmula que involucre ambos casos, combinando
las ecuaciones 2-39 y 2-40. Obsérvese que no se trata de una operación algebraica, sino
de una adaptación
72
6ln* δκ +
= k
RVV (2-41)
Conductos
rugosos
78
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
R = Radio hidráulico
k = rugosidad (según Tabla 2.1)
δ = espesor de la subcapa laminar (ec. 2.28)
Re =
ν
VR
 (referido al radio hidráulico)
(Este diagrama ha sido tomado de las Lecciones de Clase del Profesor Thijsse, de Delft,
Holanda)
Figura 2.12 Coeficiente C deChezy
Re = 10
5 x 10
2 x 10
5 x 10
Re = 10
2 x 10
Re = 10
2 x 10
5 x 10
Re = 10
5 x 102 3
3
43
4
4 5
5
5
6
C = 45
C = 25
C = 30
C = 40
C = 35
50201052
CO
NT
OR
NO
S
HID
R. 
LIS
OS
1 000
CO
NT
OR
NO
S
HID
R. 
RU
GO
SO
S
C = 65
C = 55
C = 50
C = 60
C = 70
2
5
10
20
kR200
50
100
500
10 000
5 000
2 000
5 000 10 0001 000500200100 2 000
C = 80
C = 75
C = 85
C = 90
δR
79
Movimiento UniformeCapítulo II
Si el valor k de la rugosidad no tiene significación, entonces la fórmula 2-41 se convierte
en la de los conductos lisos; caso contrario si δ no tiene significación entonces es la
ecuación de los conductos rugosos.
Haremos ahora algunos reemplazos en esta ecuación para darle otra forma
RS k
Rg
k
RgRSV
72
6log10ln
72
6ln δκδκ +
=
+
=
RSk
RgV
72
6log3,25,2 δ
+
××=
Pero
183,25,2 =×× g
Luego,
RSk
RV
72
6log18 δ
+
= (2-41a)
RSCV = (2-42)
que es la ecuación de Chezy, en la que
72
6log18 δ
+
= k
RC (2-43)
C es el coeficiente de Chezy. Sus dimensiones son L1/2 T-1.. Sus unidades son m1/2/s puesto
que corresponde a g .
Para facilitar el cálculo y verificar los resultados se usa la Figura 2.12.
2.10 Concepto de rugosidad. Conductos hidráulicamente lisos e
hidráulicamente rugosos
Cada contorno tiene su propia aspereza o rugosidad que depende del material de que esta
hecho y de su estado de conservación. Así por ejemplo, una tubería de concreto es más
rugosa que una de acero. Un canal de tierra es más rugoso que un canal de concreto.
80
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Si pudiéramos ver con una luna de aumento el contorno de una tubería o de un canal,
veríamos algo así como lo mostrado en la figura siguiente
Las asperezas tienen diferente forma y tamaño. Dan lugar a la aparición de pequeñas
corrientes secundarias (vorticosas). Estas asperezas producen una modificación en las
condiciones del escurrimiento.
Con el objeto de estudiar la influencia de la rugosidad, Nikuradse hizo experiencias en
tuberías con rugosidad artificial. Para ello cubrió las paredes con granos de arena de diámetro
uniforme.
Se designa por k el diámetro y por a el radio de los granos.
Al valor de k (o al de a ) se le llama rugosidad absoluta. La influencia de la rugosidad en
el escurrimiento depende del tamaño del conducto, es decir del radio de la tubería, tirante
o cualquier otra medida característica.
Se denomina rugosidad relativa a cualquiera de las relaciones siguientes
D
a
 D
k
 ; R
a
, R
k
 ; r
a
, r
k
 ; h
a
, h
k
(2-44)
Figura 2.13 Aspereza del contorno
Figura 2.14 Rugosidad artificial de Nikuradse
k = 2a
81
Movimiento UniformeCapítulo II
o sus inversas,
Determinar cual es la rugosidad absoluta de un conducto dado es un problema difícil.
Existen tablas, gráficos y descripciones, pero en última instancia el factor principal es la
experiencia del ingeniero diseñador. De otro lado, debe tenerse en cuenta, como lo
estudiaremos luego en detalle, que la rugosidad cambia con el tiempo.
Las experiencias que realizó Nikuradse y que fueron publicadas en 1933 son para el siguiente
rango de rugosidades relativas
014130 <<
k
D
Un conducto en el que la rugosidad relativa es de 30 se caracteriza porque es muy grande
la influencia de la rugosidad en el escurrimiento.
Como resultado de la combinación de las características del escurrimiento (velocidad,
viscosidad, etc.) y del tamaño, forma y espaciamiento de la rugosidad puede ser que se
desarrolle o no, una subcapa laminar.
La posibilidad de existencia de la subcapa laminar es lo que define la naturaleza de las
paredes. Dicho en otras palabras, la naturaleza de las paredes depende del tamaño relativo
de k y δ .
Cuando es posible que esta subcapa laminar exista se dice que las paredes son
hidráulicamente lisas; caso contrario son hidráulicamente rugosas.
El valor de la rugosidad absoluta se determina por medio de la Tabla 2.1 en la que aparece
para cada material el valor de la rugosidad absoluta. Debe entenderse que por la propia
naturaleza de la rugosidad y por la necesaria aproximación con la que se hacen los cálculos
estos valores no pueden ser rigurosamente exactos.
Se dice que un conducto es hidráulicamente liso (ecuación 2-39) cuando
δ4,0≤k
Lo que equivale aproximadamente a
5* ≤
ν
kV 
Se dice que un conducto es hidráulicamente rugoso (ecuación 2-40) cuando
δ6≥k
82
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
lo que equivale aproximadamente a
70* ≥
ν
kV 
Para valores intermedios
705 * <<
ν
kV 
(2-45)
se dice que el contorno es una transición entre liso y rugoso y se aplica la ecuación 2-41.
2.11 Transformación de las ecuaciones de Karman - Prandtl
La ecuación 2-30 que da la distribución de velocidades en un contorno hidráulicamente liso
puede transformarse de la manera siguiente
δκ
hVVh
104ln*=
Combinando con 2-28, 6,11* =
ν
δ V
 se obtiene
νκ
hVVV h **
97,8ln=
Luego
97,8log3,2log3,2 *
* κνκ
+=
hV
V
V h
de donde,
5,5log75,5 *
*
+=
ν
hV
V
Vh 
(2-46)
expresión equivalente a la 2-30.
Reemplazo similar puede hacerse para la ecuación 2-32, que nos da la velocidad media en
un canal muy ancho de fondo hidráulicamente liso
δκ
yVV 3,38ln*=
83
Movimiento UniformeCapítulo II
νκ
yVVV ** 3,3ln=
3log75,5 *
*
+=
ν
yV
V
V
(2-47)
expresión equivalente a la 2-32.
Si de la ecuación 2-46 restamos la 2-47 obtendremos para cada punto, es decir, para cada
valor de h , la diferencia entre la velocidad a esa distancia del fondo y la velocidad media
5,2log75,5
*
+=
−
y
h
V
VVh (2-48)
Con la idea de obtener una expresión análoga para el caso de canales rugosos hacemos
un desarrollo similar.
La ecuación 2-36 que da la distribución de velocidades en un contorno rugoso se transforma
en
5,8log75,5
*
+=
k
h
V
Vh (2-49)
y la que corresponde a la velocidad media (2-37) se trasforma en
6log75,5
*
+=
k
y
V
V
(2-50)
efectuando la resta de estas dos expresiones se obtiene
5,2log75,5
*
+=
−
y
h
V
VVh
expresión que es igual a la 2-48.
Luego, aceptaremos que en un canal sea liso o rugoso se cumple que
5,2log75,5
*
+=
−
y
h
V
VVh (2-51)
o bien,
5,2log75,5
*
+=
−
R
h
V
VVh (2-52)
84
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Para las tuberías se puede hacer un desarrollo similar.
La ecuación 2-33 se reemplaza, mediante sencillas transformaciones, por su equivalente
5,3log75,5 *
*
+=
ν
RV
V
V 
(2-53)
Si restamos esta ecuación de la 2-46 se obtiene,
2log75,5
*
+=
−
R
h
V
VVh
(2-54)
Si la tubería fuera rugosa, se trasformaría la ecuación 2-38 en
5,6log75,5
*
+=
k
R
V
V
(2-55)
que restada de la 2-49 nos da
2log75,5
*
+=
−
R
h
V
VVh
(2-56)
obtenemos así las expresiones 2-54 y 2-56 que son iguales. Se puede entonces aceptar
que en una tubería el exceso de velocidad en un punto con respecto a la velocidad media
referida a la velocidad de corte, es
2log75,5
*
+=
−
R
h
V
VVh
(2-57)
Ejemplo 2.5 En una tubería circular de acero ( k =10-4 m) de 0,60 m de diámetro fluye aceite (peso
específico relativo 0,8). La viscosidad del aceite es de 1 poise. La elevación del punto inicial es 20,2
m y la presión en dicho punto es de 5 kg/cm2. La elevación del punto final es de 22,10 m y la presión
es de 2 kg/cm2. La longitud de la tubería es 1 000 m Calcular
a) si la tubería es hidráulicamente lisa o rugosa
b) el espesor de la subcapa laminar
c) el coeficiente de Chezy
d) la velocidad mediae) el gasto
Solución. La altura de presión en el punto inicial es
m256
kg/m800
kg/m00050
3
2
 ,
 
 
=
85
Movimiento UniformeCapítulo II
La cota piezométrica en dicho punto es 62,5 + 20,2 = 82,7 m. Similarmente, la cota piezométrica en
el punto final es 47,1 m.
Luego calculamos la pendiente según la ecuación 2-3
2103,56
000 1
47,182,7
−×=
−
==
L
h
S f
que es la pendiente de la línea piezométrica. Por ser movimiento uniforme es igual a la de la línea
de energía.
Calculamos ahora la velocidad de corte (2-24)
m/s 0,229103,560,159,8 2* =×××==
−gRSV
Consideremos, m/s 0,23* =V
a) Para saber si las paredes se comportan como hidráulicamente lisas o rugosas aplicamos la
ecuación 2-45,
50,184
101,25
100,23
4
4
* <=
×
×
=
−
−
ν
kV 
Luego las paredes se comportan como hidráulicamente lisas.
b) Espesor de la subcapa laminar (2-28).
m 0,00636,11
*
==
V
νδ
c) Coeficiente de Chezy (2-43).
Como las paredes son hidráulicamente lisas no interviene la rugosidad,
/sm 5442log18 1/2== δ
RC
d) Velocidad media (2-42)
m/s 3,95 103,560,15 54 2 =××== −RSCV
e) Gasto
/sm 1,12 3,95
4
3
2
=×==
DAVQ π
86
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Para resolver este ejercicio se partió de la suposición de que el flujo es turbulento. Luego de calcular
la velocidad media verificamos que 3002Re > ( 96018Re = ).
A modo de verificación usamos el diagrama de la Figura 2.12. Para usar este diagrama recuérdese
que el número de Reynolds debe referirse al radio hidráulico R .
24
00630
150
==
,
,
δ
R
5001
10
150
4 
,
k
R
==
−
310747404
4
96018Re ×==== , 
ν
VR
/sm 54 1/2=C
Se observa que todos los valores coinciden en un punto.
Para el cálculo de C hemos empleado la ecuación 2-39, que es válida para conductos lisos, sean
tuberías o canales.
Podría haberse hecho el cálculo con la ecuación 2-33, que es exclusivamente para tuberías lisas. El
resultado habría sido prácticamente el mismo.
87
Movimiento UniformeCapítulo II
PROBLEMAS PROPUESTOS
(Capítulo II)
1. En un conducto circular de 0,75 m de diámetro, de acero ( k = 0,001 m), fluye aceite cuya
viscosidad es de 1 poise. Su peso específico relativo es de 0,8. Las características de la tubería
se muestran en el esquema adjunto. Calcular el gasto. ¿Cuál es la naturaleza de las paredes?.
2. Demostrar que el coeficiente C de Chezy se puede expresar para conductos hidráulicamente
lisos, mediante la siguiente ecuación implícita
C
mC Relog18=
Calcular el valor de m para canales y tuberías. Calcular también un valor promedio para
ambos conductos.
3. A partir de la ecuación de distribución de velocidades en un canal de fondo rugoso deducir las
expresiones siguientes
32 231 εεα −+=
21 εβ +=
siendo
1−=
V
Vmaxε
3 kg / cm
1 000 m
2
2 kg / cm2
8 m
6 m
A
B
88
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
α es el coeficiente de Coriolis, β es el coeficiente de Boussinesq, maxV es la velocidad
máxima y V es la velocidad media.
4. Se tiene una tubería de 0,40 m de diámetro por la que circula agua. Su viscosidad es de 1
centipoise. La longitud de la tubería es de 600 m. Se inicia en el punto A, en el que la presión
es 5 kg/cm2 y termina en el punto B, cuya presión es de 3 kg/cm2 y cuya elevación es de 5 m
superior a la del punto inicial. Considerar k = 0,0001 m. Calcular
a) si la tubería es hidráulicamente lisa o rugosa
b) el coeficiente de Chezy
c) el gasto
d) la pérdida de energía entre A y B
5. Demostrar que el promedio de las velocidades a 0,2 y 0,8 del tirante en un canal muy ancho
con flujo turbulento es igual a la velocidad a 0,6 del tirante (midiendo el tirante a partir de la
superficie).
6. Calcular cuál es el error que se comete al considerar que la velocidad a 0,6 del tirante (medido
a partir de la superficie) es igual a la velocidad media, para un canal con flujo turbulento y
paredes rugosas.
7. Demostrar que si
1−=
V
Vmaxε
entonces en un canal
CV
V 83,75,2 * ==ε
8. Una tubería de concreto liso, de 0,80 m de diámetro conduce agua con una velocidad de 4 m/s. La
viscosidad es de 1,2x10-6 m2/s. Calcular el coeficiente C de Chezy. Definir la calidad de la
paredes. Calcular la pendiente de la línea piezométrica.
9. Demostrar que en una tubería con turbulencia plenamente desarrollada se cumple que
73,3
*
=
−
V
VVmax
10. Calcular el valor de
*V
VVmax −
para un canal con turbulencia plenamente desarrollada.
89
Movimiento UniformeCapítulo II
11. Calcular para un flujo turbulento a que distancia del contorno la velocidad es igual a la velocidad
media: a) en un canal, b) en una tubería.
Demostrar que a esa distancia es independiente de que el contorno sea liso o rugoso (comparar
con el ejemplo 1.3 del capítulo I).
12. Un canal de concreto ( k = 4x10-4 m) se usa para transportar agua. El ancho en el fondo es de
4 m y el ancho superficial es de 12 m. El tirante es de 3 m. La pendiente del fondo es 0,2 m por
100.
Considerando que la viscosidad cinemática del agua es 1,4x10-6 m2/s, a) decir si las paredes
son lisas o rugosas, b) calcular el gasto, c) calcular el esfuerzo de corte medio sobre el fondo.
13. Una tubería de sección circular de 0,80 m de diámetro conduce agua que ocupa la mitad de su
sección transversal. La viscosidad del agua es 1,2x10-6 m2/s. ¿Qué inclinación debe dársele
para que se establezca un flujo uniforme con una velocidad media de 0,80 m/s?. La rugosidad es
de k = 10-4 m. Si después resultara que la rugosidad es en realidad 10 veces mayor, cuál sería
la reducción del gasto, conservando la pendiente? ¿Qué porcentaje representa esta disminución?.
14. Se sabe que en una tubería con flujo laminar la velocidad máxima es el doble de la velocidad
media. Verificar que esto se cumple para el ejemplo 2.1 de este capítulo.
15. La tubería AB de 300 m de largo y 0,80 m de diámetro lleva agua que tiene una viscosidad de
1,2x10-6 m2/s. La tubería tiene una rugosidad uniforme k = 4x10-4 m. La presión en el punto A
debe ser de 4 Kg/cm2 y en el punto B de 3,8 Kg/cm2. ¿Cuál es la máxima diferencia de
elevación que puede existir entre A y B para que la tubería se comporte como hidráulicamente
lisa? ¿Cuál sería la velocidad en este caso?.
16. En un río muy ancho, cuyo fondo se supone constituido por partículas de diámetro uniforme
k , el tirante es de 2 m. El gasto por unidad de ancho es de 4 m3/s/m. Se ha medido la velocidad
superficial encontrándose que su valor es de 2,50 m/s. Calcular la rugosidad absoluta k y la
velocidad de corte.
17. Se tiene una tubería de 1,60 m de diámetro que conduce aire. Por medio de un tubo de Pitot se
ha medido la velocidad en el eje y en un punto ubicado a la distancia 4/D del contorno. Los
valores leídos son 5,0 y 4,2 m/s. Hallar la velocidad media y el gasto.
18. Demostrar que en una tubería de radio r se cumple que
73,3log75,5
*
+=
−
r
h
V
VVh
19. Demostrar que la condición para que un contorno se comporte como hidráulicamente liso se
puede expresar por
Vg
Ck
 
ν5
<
90
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
20. En una tubería la distribución de velocidades esta dada por
x
maxh r
hVV
1



=
Demostrar que si por medio de un tubo de Pitot se mide la velocidad a la distancia 0,25 r del
contorno, se obtiene la velocidad media correcta con un error de 0,5% para valores de x
comprendidos entre 4 y 10.
21. Calcular a que radio debe colocarse un tubo de Pitot en una tubería para obtener con una sola
lectura la velocidad media, a) si el flujo es laminar. b) si el flujo es turbulento.
22. Demostrar que
Re
12log18 C
R
kC
+
=
23. ¿Qué valor habría que usar en lugar de 18, en la expresión anterior, para usar la fórmula enel
sistema inglés?
24. Calcular en el ejemplo 2.3 a que distancia del contorno la velocidad es igual a la velocidad
media. Dibujar la distribución de velocidades.
91
La resistencia de superficie en el movimiento uniformeCapítulo III
3.1 Ecuación de Darcy
Consideremos el flujo en un cilindro de longitud L . Las fuerzas que actúan son la diferencia
de presiones, la fricción y el peso del fluido. Entre estas fuerzas debe haber equilibrio.
La suma de la fuerza debida a la diferencia de presiones y la componente del peso es igual a
la resistencia que ofrece el contorno
( ) PLALApp 021 sen τθγ =+− (3-1)
CAPITULO III
LA RESISTENCIA DE SUPERFICIE EN EL
MOVIMIENTO UNIFORME
Figura 3.1 Equilibrio de fuerzas en una tubería
p
2
2z
p
1
1z
L
θ
Plano de 
referencia
τo
92
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
A es la sección transversal, P el perímetro y 0τ el corte medio sobre el contorno.
Consideremos que el flujo es turbulento. Tomando en cuenta las ecuaciones 2-10 y 2-42 se
tiene,
(ec. 2-10) RS γτ =0
o
o
o 
2
20 VC
γ
τ = 
(ec. 2-42) RSCV =
si dividimos ambos miembros de la ecuación 3-1 por A γ y se reemplaza el valor obtenido
para 0τ se obtiene
L
A
P
C
VLpp sen 2
21
=+
− θ
γ
de donde,
L
A
P
C
Vzpzp 2
2
2
2
1
1
=


+−


+
γγ
luego,
DC
VLhf
4
2
2
=
Multiplicando y dividiendo por g2 el segundo miembro se llega a la expresión de la pérdida
de carga
2
2 8
2 C
g
g
V
D
Lhf =
Denominaremos f , coeficiente de Darcy a la relación entre g8 y el cuadrado de C
2
8
C
gf = (3-2)
Sustituyendo,
g
V
D
Lfhf 2
2
= (3-3)
 
93
La resistencia de superficie en el movimiento uniformeCapítulo III
que es la ecuación de Darcy. También se le conoce con el nombre de Darcy - Weisbach. En
algunos textos el coeficiente f de Darcy se designa con la letra λ .
La ecuación de Darcy es en esencia igual a la ecuación de Chezy. Esto puede demostrarse
utilizando los conceptos hasta ahora expuestos y haciendo simples transformaciones
algebraicas.
La ecuación de Darcy permite calcular la pérdida de carga fh que se presenta en un tramo
de tubería de longitud L , diámetro D y velocidad media V .
El desarrollo anterior ha sido hecho para un movimiento turbulento. Para el flujo laminar se
puede hacer un desarrollo análogo utilizando la velocidad media que corresponde a la ecuación
de Poiseuille (flujo laminar, ec. 2-19), en lugar de la ecuación de Chezy.
(ec. 2-10) RS γτ =0
 o
o
o 
R
VSR µγ 2 ooo 
R
Vµ
τ
2
0 =
(ec. 2-19)
µ
γ
2
2SRV =
Reemplazando en la ecuación 3-1 el valor obtenido para 0τ ,
( ) PL
R
VALApp µθγ 2sen21 =+− 
dividiendo ambos miembros por A γ y luego multiplicando y dividiendo el segundo miembro
por V ,
R
VL
A
Phf
µ
γ
2=
RVg
V
R
Lhf
µ
ρ
 
 
2
2=
Sustituyendo el radio hidráulico y haciendo algunas operaciones,
g
V
D
Lhf 2
 
Re
64 2
=
 
94
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
o bien,
g
V
D
Lfhf 2
 
2
=
que es la ecuación de Darcy, en la que consideramos que para el flujo laminar,
Re
64
=f (3-4)
el número de Reynolds esta referido al diámetro.
3.2 Significado del coeficiente f de Darcy (en tuberías circulares)
En lo que respecta al flujo laminar, f es simplemente una función del número de Reynolds.
En el flujo turbulento, que estudiaremos a continuación, el significado de f es más complejo.
En general es función tanto del número de Reynolds como de la rugosidad relativa.



=
D
kf Re, ϕ (3-5)
La rugosidad relativa es la relación entre la rugosidad absoluta y el diámetro de la tubería (ec.
2-44).
La rugosidad absoluta depende de la calidad de las paredes expresada por
a) Altura media de las irregularidades de la superficie
b) Variación de la altura con respecto a la media
c) Forma de las irregularidades del contorno
d) Separación entre irregularidades adyacentes
Dada la compleja naturaleza de la rugosidad absoluta y su difícil representación es que
Nikuradse usó rugosidad artificial de diámetro uniforme.
Es útil el concepto de rugosidad equivalente k . Según este concepto, k es una longitud que
mide el grado de rugosidad y tal que para dos conductos diferentes tiene valores proporcionales
a los diámetros de los mismos cuando para valores iguales al número de Reynolds los valores
correspondientes de f son los mismos para ambos conductos.
95
La resistencia de superficie en el movimiento uniformeCapítulo III
Si bien es cierto que en el flujo turbulento, f es, en el caso más general, función tanto del
número de Reynolds como de la rugosidad relativa, también lo es que puede ser función de
sólo uno de ellos.
En una tubería hidráulicamente lisa se desarrolla una subcapa laminar, cuyo espesor es
bastante mayor que la rugosidad. De acá que las irregularidades del contorno quedan dentro
de la subcapa laminar y por lo tanto no tienen significado para el cálculo de f .
En una tubería lisa,
( )Re ϕ=f (3-6)
En cambio en una tubería hidráulicamente rugosa los valores de k son tan grandes con
respecto al espesor que tendría la subcapa laminar,que ésta no puede desarrollarse. Entonces,



=
D
kf ϕ (3-7)
Para la transición entre contornos lisos y rugosos es aplicable una ecuación como la 3-5.
3.3 Tuberías hidráulicamente lisas
Blasius estudió experimentalmente el comportamiento de las tuberías lisas estableciendo
que,
4
1
Re
316,0
=f
(3-8)
Esta ecuación de Blasius es válida para números de Reynolds (referidos al diámetro) menores
que 105, (aproximadamente).
Para números de Reynolds mayores, que correspondan a turbulencia plenamente desarrollada,
el valor de f se obtiene analíticamente de acuerdo al desarrollo siguiente.
Partimos de la ecuación 2-33,
δκ
RVV 4,46ln*=
96
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
luego sustituimos el valor de δ (ec. 2-28)
∗
=
V
νδ 6,11
y reemplazamos el radio hidráulico por el diámetro, obteniendo
νκ
DVVV ∗∗= ln (3-9)
Necesitamos ahora una relación entre 
∗
V y f . Para ello combinamos las siguientes
ecuaciones, ya conocidas
gRSV =
∗
RSCV =
Dividiendo,
C
g
V
V
=
∗ (3-10)
De otro lado, a partir de la ecuación 3-2 obtenemos,
f
gC 8= (3-11)
De las dos últimas se llega a
8
f
V
V
=
∗ (3-12)
Reemplazando este último valor en la ecuación 3-9,
νκ 
 DfV
f 8
ln
8
11
=
efectuando operaciones y haciendo algunas sustituciones,
92,0)log(Re03,21 −= f
f
 (3-13)
97
La resistencia de superficie en el movimiento uniformeCapítulo III
y ajustando los coeficientes con valores experimentales obtenidos por Nikuradse se llega
finalmente a
8,0)log(Re21 −= f
f
 (3-14)
ecuación que tiene gran importancia, pues, es una relación analítica entre f y el número de
Reynolds. Tiene el inconveniente de ser implícita. Nikuradse estableció también la siguiente
relación empírica,
2370Re
221000320 ,
,,f += (3-15)
en la que el número de Reynolds está referido al diámetro y que da prácticamente los mismos
resultados que la ecuación 3-14 para números de Reynolds comprendidos entre 105 y 107.
Se puede citar también la fórmula de Konakov que da el valor de f en el flujo turbulento,
( )251Relog811
1
, -,
f
 
= (3-16)
que es aplicable para números de Reynolds mayores que 2 300 y hasta de varios millones
(con respecto al diámetro).
Comparando, por ejemplo, las expresiones 3-4 y 3-8 se observa que en el flujo laminar, f
depende linealmente de la viscosidad, en cambio en el flujo turbulento depende de la potencia
un cuartode la viscosidad.
Es conveniente llevar a un solo gráfico las ecuaciones 3-4, 3-8 y 3-14, usando papel logarítmico.
Obviamente la primera ecuación corresponderá a una línea recta.
Este gráfico muestra la relación completa entre el coeficiente f de Darcy y el número de
Reynolds para tuberías lisas. Abarca el flujo laminar, el flujo turbulento (Blasius y Nikuradse)
y la transición entre ambos escurrimientos.
98
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
3.4 Tuberías hidráulicamente rugosas. Transición. Gráfico de
Nikuradse
Como hemos señalado antes, en las tuberías hidráulicamente rugosas no puede desarrollarse
una subcapa laminar.
El valor de la velocidad y el coeficiente de Darcy dependen exclusivamente de la rugosidad
relativa. El valor de f se obtiene analíticamente de acuerdo al desarrollo siguiente.
Partimos de la ecuación 2-38,
k
DVV 4,13ln
κ
∗
=
k
DVV 4,13ln
κ
∗
=
e introducimos la ecuación 3-12,
8
f
V
V
=
∗
de donde
k
D
f
35,3log03,21 = (3-17)
Figura 3.2 Coeficiente f de Darcy en tuberías lisas
f =
2 300
0,08
10
0,02
0,01
0,04
0,06
2
10
3
Laminar
f
0,10
0,20
= 2 log Re
4
10
f =
Re 4
0,316
1
1
f
10
5
10
6
Turbulento
Re =
f − 0,8
10
7
v
DV
64
Re
99
La resistencia de superficie en el movimiento uniformeCapítulo III
Ajustando los coeficientes de acuerdo a los resultados experimentales de Nikuradse
k
D
f
71,3log21 = (3-18)
Se observa, pues, que ahora f es función exclusiva de la rugosidad relativa. Es independiente
del número de Reynolds.
Si quisiéramos hacer un gráfico similar o compatible con el de la Figura 3.2 tendríamos que
considerar una familia de rectas paralelas al eje horizontal. Para cada valor de Dk se
obtiene el de f (ó de kD , según el gráfico)
Como hemos visto, Nikuradse estudió experimentalmente el comportamiento de las tuberías
lisas y rugosas introduciendo algunos ligeros ajustes en los coeficientes de las expresiones
analíticas. Pero también estudió experimentalmente la fase que corresponde a la transición
entre paredes lisas y rugosas.
El gráfico de Nikuradse representa en conjunto el comportamiento de las tuberías lisas, rugosas
y a la transición entre ambos. Aparece en la Figura 3.4, que es una síntesis de las Figuras
3.2 y 3.3.
Debe tenerse presente que el gráfico de Nikuradse corresponde a tuberías de rugosidad
artificial (ver apartado 2.10 y Figuras 2.13 y 2.14).
0,01
0,06
0,04
0,02
104 105 106
0,03
0,05
30,
61,2
120,
252,
504,
1014,
v
VD
k
D
Re =
f
Figura 3.3 Coeficiente f de Darcy en tuberías rugosas
100
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Analizando el gráfico de Nikuradse se encuentra lo siguiente
a) En el régimen laminar ( Re ≤ 2 300), la rugosidad de las paredes no tiene ninguna
influencia sobre la resistencia.
b) Una tubería con un valor determinado de la rugosidad relativa, se comporta como
hidráulicamente lisa hasta un valor correspondiente del número de Reynolds. Se observa
en el gráfico que a medida que la tubería es relativamente más lisa se requiere un número
de Reynolds mayor para que la tubería se aparte de la curva que corresponde a las
tuberías lisas.
c) Al aumentar el número de Reynolds y/o la rugosidad, aparece una zona en la que el
coeficiente f es función tanto del número de Reynolds como de la rugosidad relativa.
Es la transición.
d) Para valores altos del número de Reynolds el coeficiente f es función exclusiva de la
rugosidad relativa.
Si se pretendiera aplicar el diagrama de Nikuradse a tuberías comerciales, cuya rugosidad no
es artificial sino natural y tiene las características de la Figura 2.13, entonces en la zona de
transición se encontrarían fuertes diferencias.
Para tuberías comerciales se utilizará el diagrama de Moody (capítulo IV).
Figura 3.4 Gráfico de Nikuradse
103 104 105
v
VD
k
D
Re =
106
0,016
0,020
0,025
0,032
0,040
0,050
0,063
f
30
61,2
120
252
504
1 014
101
La resistencia de superficie en el movimiento uniformeCapítulo III
3.5 Introducción del coeficiente f de Darcy en las ecuaciones de
distribución de velocidades
En el capítulo II establecimos la ecuación 2-57
2log 75,5 +=−
∗
R
h
V
VVh
Expresión en la que
hV : velocidad a la distancia h del contorno
V : velocidad media
∗
V : velocidad de Corte
R : radio hidráulico
La ecuación 2-57 nos muestra que en una tubería la diferencia entre la velocidad puntual y la
media depende de la distancia al contorno. Es independiente de que el contorno sea
hidráulicamente liso o rugoso.
Vamos a introducir la ecuación 3-12 en la ecuación 2-57
8
fVV =
∗
obteniendo así
171,0log03,2 +


+=
R
hf
V
Vh 
Si se reemplaza 2,03 por 2,15 y 0,71 por 0,783 para ajustar con los resultados experimentales,
se obtiene
1783,0log15,2 +


+=
R
hf
V
Vh (3-19)
De acá se puede obtener la relación entre la velocidad máxima y la velocidad media. La
velocidad máxima, que se desarrolla en el eje, corresponde a Rh 2= . Luego,
143,1 += f
V
Vmax (3-20)
La expresión 3-19 es muy útil para la obtención del coeficiente f de Darcy y de la velocidad
102
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
media a partir del conocimiento de la distribución de velocidades. Si en una tubería se miden
los valores puntuales de la velocidad a diferentes distancias del centro, se obtiene
experimentalmente, para un caso particular, la ley de distribución de velocidades. Esto puede
hacerse por medio de un tubo de Pitot. Tal es el caso del problema 27 del capítulo I.
A partir de los valores obtenidos para hV en función de h es posible calcular f y V por
medio de la ecuación 3-19.
Si los valores medidos hubieran sido obtenidos con gran precisión y alta confiabilidad, bastaría
con tomar dos de ellos y obtener dos ecuaciones con dos incógnitas y resolver el sistema,
hallando así f y V . Sin embargo toda medición implica un error. Es preferible obtener f y
V a partir de todos los valores medidos, haciendo un gráfico en papel semilogarítmico.
La expresión 3-19 puede escribirse de la siguiente manera
VfV
r
hfVVh ++= 43,1log 15,2
que representa una línea recta cuya ecuación es de la forma
bmxy +=
Siendo,
fVm 15,2=
y m x b
hlog
Vh
r
103
La resistencia de superficie en el movimiento uniformeCapítulo III
VfVb += 43,1
Los valores de m y b se obtienen del gráfico. Resolviendo las dos ecuaciones se consigue
los valores de f y V .
La ecuación 3-19 ha sido trasformada de modo de referirla al radio de la tubería.
3.6 Transición entre contornos lisos y rugosos. Fórmula de Colebrook
- White
Hemos señalado y discutido ampliamente el concepto relativo a la naturaleza del contorno.
Desde el punto de vista hidráulico no podemos decir que un determinado contorno es en sí
liso o rugoso. Depende también de las características del escurrimiento. Un contorno puede
comportarse como liso frente a un flujo, pero como rugoso frente a otro flujo. Todo depende de
la relación entre el tamaño de la rugosidad y el espesor de la subcapa laminar que podría
desarrollarse. Esto fue expuesto en el capítulo II, apartado 2.10.
En el gráfico de Nikuradse, Figura 3.4, se ve claramente que las tuberías más lisas requieren
de un número de Reynolds mayor para apartarse de la ecuación general de las tuberías lisas.
Podríamos, pues, decir que las tuberías dejan de comportarse como lisas para el mismo valor
de la relación de δk .
En las tuberías de rugosidad natural (no homogénea, diferente de la que usó Nikuradse), el
fenómeno de la transición es diferente. Estose debe a que en una superficie con rugosidad
natural las irregularidades del fondo son de diferente tamaño. Basta la presencia de algunas
protuberancias mayores que la media para alterar la subcapa laminar.
Los valores de f en la zona de transición entre tuberías lisas y rugosas se obtienen por
medio de la fórmula de Colebrook y White. Sabemos que en
Tuberías rugosas (ec. 3-18) k
D
f
71,3log21 =
Tuberías lisas (ec. 3-14) 51,2
Re
log21
f
f
=
Combinando ambas expresiones se obtiene la ecuación de Colebrook y White.
104
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales








+−=
f
D
k
f Re
51,2
71,3
log21 (3-21)
Esta ecuación es prácticamente igual a la 2-41a del capítulo II.
3.7 Dimensionamiento de conductos. Conceptos fundamentales.
Errores
Hasta ahora hemos estudiado todas las variables involucradas en el escurrimiento en tuberías
y su estudio nos permitirá, en el capítulo siguiente, presentar las modalidades de
dimensionamiento.
Conviene ahora recapitular y ordenar algunos conceptos fundamentales.
Como consecuencia de la fricción, que a su vez se debe a la viscosidad, se desarrolla en un
contorno liso una subcapa laminar. Esto determina un consumo de energía, una disipación de
energía. Esto es lo que denominamos una pérdida de carga.
Si las paredes no son lisas, sino rugosas, no se forma la subcapa laminar, pero hay pérdida
de energía por rozamiento y formación de vórtices en el contorno.
Además hay pérdida de carga (de energía) por frotamiento interno entre los filetes fluidos, la
misma que depende del grado de turbulencia.
Con el objeto de dimensionar un conducto, debemos disponer de una ley de pérdida de carga.
Bruschin, de la Escuela Politécnica de Lausanne, Suiza, ha hecho reflexiones muy interesantes
sobre este problema, señalando que una ley de pérdida de carga debe ser una ley “de
comportamiento”, vale decir, una ley de tipo descriptivo.
Así, pues, la ley de Darcy lo que hace es relacionar un parámetro característico del escurrimiento
-la velocidad media- con la pérdida de energía tomando en cuenta la calidad de las paredes y
las constantes características del fluido: densidad y viscosidad.
Señala Bruschin que las condiciones que debe reunir una ley de pérdida de carga son las
siguientes
105
La resistencia de superficie en el movimiento uniformeCapítulo III
a) Base racional, compatible con los principios generales de la Mecánica de Fluidos
b) Explicación clara del fenómeno de disipación de energía
c) Caracterización e intervención de los parámetros principales descriptivos del fenómeno
d) Verificación experimental. Sus parámetros deben ser susceptibles de medida
e) Facilidad de uso en los problemas de ingeniería
La fórmula general de Colebrook y White satisface todas estas condiciones. Haciendo ligeras
transformaciones en la ecuación 3-21 se obtiene



+−=
RSRgR
kRSgV
 84
51,2
8,14
log 82 ν
expresión que es prácticamente igual a la que obtuvimos en el capítulo II,
RSk
RV
72
6log18 δ
+
= → RSCV =
y que es mucho más simple. En ambas
V : velocidad media de escurrimiento
R : radio hidráulico
S : pendiente de la línea de energía
k : rugosidad absoluta
δ : espesor de la subcapa laminar
ν : viscosidad cinemática
C : coeficiente de Chezy
Si en la última ecuación sustituimos,
f
gC 8=
se obtiene
RS
f
gV 8=
que es prácticamente la ecuación de Chezy, o la de Darcy.
106
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Por lo general el cálculo de una tubería tiene un objetivo preciso: determinar cuál es el diámetro
requerido para transportar un cierto gasto bajo condiciones dadas (pérdida de carga admisible,
rugosidad, viscosidad, etc.)
Haremos algunos cálculos para apreciar cuantitativamente la influencia relativa de los diversos
factores.
Analizaremos la influencia que tiene sobre el gasto una variación en el diámetro y una variación
en la pendiente (de la línea de energía) para tuberías lisas y rugosas.
Tuberías lisas
La fórmula de Colebrook y White para paredes lisas es
DSDg
DSgDQ
 
 
2
51,2log2
4
2
2 νπ
−=
de acá se obtiene que la relación entre una variación en el gasto y una variación en el diámetro
es
D
dD
DSDg
Q
dQ








−=
 
 
2
51,2log
65,05,2
ν
Similarmente la relación entre una variación en el gasto y una variación en la pendiente es
S
dS
DSDg
Q
dQ








−=
 2
51,2log
217,05,0
ν
Tuberías rugosas
La fórmula de Colebrook y White para paredes rugosas es
D
kDSgDQ
71,3
log2
4
2
2
 
 π
−=
107
La resistencia de superficie en el movimiento uniformeCapítulo III
Haciendo cálculos similares a los anteriores, se obtiene que,
D
dD
k
DQ
dQ








+= 71,3log
43,05,2
y,
S
dS
Q
dQ 5,0=
Con el objeto de apreciar el significado físico de las cuatro fórmulas obtenidas, conviene
aplicar valores numéricos, correspondientes a casos usuales. Por ejemplo diámetros
comprendidos entre 0,3 m y 1 m, pendientes entre 0,1 % y 10 % y agua a 10 °C de temperatura.
Como las cuatro fórmulas obtenidas corresponden a los casos extremos de calidad de paredes
(lisas y rugosas), es evidente que para la transición se tendrá valores intermedios.
Se obtiene finalmente que,
D
dD
Q
dQ 5,2≈ (1)
y S
dS
Q
dQ 5,0≈ (2)
Estas ecuaciones nos dan la variación que se produce en el gasto, como consecuencia de
una variación en el diámetro ó de una variación en la pendiente (los coeficientes son valores
medios, para condiciones usuales y cualquier naturaleza de paredes).
Para el cálculo de la influencia de la rugosidad, partimos de
D
k
f 71,3
log21 −=
de donde,
2
1
2
1
2
 
 
−
−




−=
f
fd
f
df
108
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
y con respecto a la rugosidad relativa,
D
k
D
k
D
kd
f
df
71,3
log
43,02 



−=
A partir de la ecuación de Chezy (expresando C en función de f )
RS
f
gV 8=
se obtiene
f
df
V
dV 
2
1
−=
importante relación que nos muestra la variación de la velocidad en función de las variaciones
del coeficiente f de Darcy.
Combinado las dos últimas expresiones, se obtiene






=
D
k
D
k
D
kd
V
dV
71,3
log
43,0 
Para valores usuales de la rugosidad relativa, comprendidos entre 10-2 y 10-5 m se encuentra
que,
D
k
D
kd
a
V
dV 


−−= )174,00775,0( 
o bien,
D
k
D
kd
V
dV 





−≈
12
1
6
1 a (3)
109
La resistencia de superficie en el movimiento uniformeCapítulo III
Este desarrollo ha sido hecho para tuberías hidráulicamente rugosas. Para la transición, la
influencia de la rugosidad es mucho menor.
Teniendo a la vista las ecuaciones 1, 2 y 3, se podría concluir, a manera de ejemplo, que
- Una variación del 10 % en el diámetro produce una variación del 25 % en el gasto.
- Una variación del 10 % en la pendiente produce una variación del 5 % en el gasto.
- Una variación del 10 % en la rugosidad absoluta produce una variación del 1 % en el
gasto.
Combinado (1) y (2), se obtiene
D
dD
S
dS 5−=
lo que significa, por ejemplo, que una disminución del 10 % en el diámetro representaría un
aumento del 50 % en la pérdida de carga.
3.8 Tuberías de sección no circular
En el capítulo II hemos estudiado las ecuaciones de distribución de velocidades y la velocidad
media, para dos tipos de conductos que corresponden a casos extremos: canal de ancho
infinito y sección circular.
En la primera parte de este capítulo hemos hechola aplicación correspondiente al caso de
tuberías circulares. Obtuvimos ecuaciones del coeficiente f de Darcy en función del diámetro.
Sin embargo, en algunos casos, se presentan tuberías (conductos a presión) de sección
diferente a la circular, como por ejemplo cuadradas, rectangulares, ovales, etc.
Si tomamos como ejemplo una sección rectangular vemos que el esfuerzo de corte no es
constante en todo el contorno. Allí donde el gradiente de velocidades es muy grande el corte
será mayor al valor medio. También debe tenerse presente que en secciones diferentes de las
circulares es fácil que aparezcan corrientes secundarias transversales.
Evidentemente que nuestra ecuación fundamental para la determinación del coeficiente f de
Darcy (3-5)
110
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales








=
D
kf Re, ϕ
tendría que ser ampliada de modo de incluir también el factor “forma de sección”



= forma
D
kf ,Re, ϕ
Sin embargo, los errores que se pueden cometer en la determinación de la rugosidad tienen
una influencia mayor que la que resulta de ignorar el factor forma.
Aceptaremos que en tuberías no circulares la pérdida de carga puede calcularse con la fórmula
de Darcy. Para esto se debe introducir dentro de la formula el concepto de radio hidráulico, tal
como se hizo en la deducción de la fórmula (apartado 2.12).
El radio hidráulico de una sección circular es 4/D . De acá que la ecuación de Darcy se
transforma en
g
V
R
Lfhf 2
 
4
2
=
Para el cálculo de f se seguirá el mismo procedimiento que en las tuberías circulares,
considerando
ν
RV 4Re =
R
k
D
k
4
=
Por extensión se aplican los ábacos y fórmulas de las tuberías circulares, siempre que las
secciones no se aparten demasiado de la forma circular.
En la primera parte de este capítulo se obtuvo la ecuación de f en tuberías lisas (ecuación
3-13), partiendo de la ecuación 2-33. Si quisiéramos obtener una expresión análoga a la 3-13,
pero para un canal muy ancho, habría que partir de la ecuación 2-32 y se llegaría a
05,1log03,21 += ∗
ν
RV
f
 
111
La resistencia de superficie en el movimiento uniformeCapítulo III
3.9 Ley exponencial de distribución de velocidades
A partir de la ecuación de Blasius (3-8), Prandtl estableció una expresión para la distribución
de velocidades, que por su forma exponencial es muy útil y conviene conocer.
La deducción de Prandtl se basa en las siguientes suposiciones
- La distribución de velocidades en las proximidades del contorno no depende del diámetro
de la tubería.
- La distribución de velocidades en las proximidades del contorno está determinada por la
viscosidad, la densidad y el corte sobre el contorno.
- Las curvas de distribución de velocidades permanecen similares al variarse la velocidad.
Esto significa, por ejemplo, que si la velocidad media se triplica, entonces la velocidad
máxima también se triplica y las velocidades en todos los puntos varían en una misma
proporción.
- La velocidad a la distancia h del contorno se describe según la siguiente expresión
x
maxh r
hVV 


= (3-22)
Siendo x la potencia cuyo valor debe determinarse; r es el radio de la tubería.
Partiremos de la conocida expresión (2-7) que nos da el corte
RS γτ =0
que al combinarse con la ecuación de Chezy (2-42) nos da
2
20 VC
γ
τ = (3-23)
De otro lado, según Blasius (3-8)
4
1
Re
316,0
=f
Reemplazando la ecuación 3-2, 2
8
C
gf = , y reemplazando el número de Reynolds de la
ecuación de Blasius
112
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
4
1
4
1
4
1
2
316,0
8
ν
DgVC =
Reemplazando este valor en la ecuación 3-23
4
1
4
74
1
0 8
316,0 
 
 −
= DVνρτ
Luego sustituimos el radio r en lugar del diámetro D y se tiene,
4
1
4
1
4
74
1
0 28
316,0 
 
 
 
 
−−
= rVνρτ
Consideremos que la velocidad máxima es proporcional a la velocidad media
KVVmax =
Sustituyendo en 3-22
x
h r
hKVV 


=
De donde,
x
h
r
hK
VV


=
ahora reemplazamos este valor de la velocidad media en la ecuación última obtenida para 0τ ,
4
1
4
1
4
7
4
7
4
7
4
7
4
1
0 2
8
316,0 
 
 
 
 
 
 −−−−
=
xx
h rhV
k
νρ
τ
Para que 0τ sea independiente del radio de la tubería se requiere que el exponente del radio
sea nulo. Luego,
113
La resistencia de superficie en el movimiento uniformeCapítulo III
0
4
1
4
7
=−x
→ 7
1
=x
Por lo tanto la distribución exponencial de velocidades es, en una tubería
7
1



=
r
hVV maxh (3-24)
Esta ecuación tiene, además de las hipótesis que se expusieron al iniciarse su deducción,
las limitaciones que corresponden a la fórmula de Blasius (tuberías lisas y números de Reynolds
menores que 105).
Para números de Reynolds mayores que 105 el exponente x tiende a disminuir. Prandtl
menciona que para un número de Reynolds de 200 000, la curva de distribución de velocidades
queda mejor representada por el exponente 1/8 y para un número de Reynolds 10 veces
mayor, el exponente es 1/10.
Experimentalmente se ha establecido que en una tubería
VVmax 235,1= (3-25)
Luego,
7
1



=
r
h
V
Vh 235,1 (3-26)
Ejemplo 3.1 Calcular el valor de f en una tubería lisa de 0,60 m de diámetro en la que fluye aceite con
una viscosidad de 1,25x10-4 m2/s. La velocidad es de 3,95 m/s. Hacer el cálculo por dos métodos
diferentes. Con el valor de cada uno hallar la pérdida de carga para una longitud de tubería de 1 200 m.
Solución. En primer lugar calculamos el número de Reynolds,
96018
10251
600953Re 4 ,
,,
ν
VD
=
×
×
==
−
Como Re < 105, y la tubería es lisa se aplica la fórmula de Blasius (3-8)
( ) 027,073,11
316,0
96018
316,0
Re
316,0
4
1
4
1 ====
 
f
114
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Si aplicamos la fórmula de Konakov (3-16),
2)5,1Relog81,1(
1
−
=
 
f
95,38
1
)5,174,7(
1
)5,1277,481,1(
1
22
=
−
=
−
=
 x 
f
026,0=f
Valor aproximadamente igual al de Blasius. La pérdida de carga es
m9942
2
953
600
20010270
2
22
 ,
g
, 
,
 ,
g
V 
D
Lfhf ===
o bien,
m3941
2
953
600
20010260
2
 ,
g
, 
,
 ,hf ==
Ejemplo 3.2 Calcular el valor de f y luego el valor de C en una tubería lisa cuyo diámetro es 0,75 m.
Fluye aceite con una viscosidad cinemática de 1,25x10-4 m2/s. La velocidad media es 2,76 m/s. Verificar
la ecuación 3-14.
Solución. Calculamos el número de Reynolds,
56016
1025,1
75,076,2Re
4
 VD =
×
×
==
−ν
Como Re < 105 y la tubería es lisa es aplicable la fórmula de Blasius (3-8)
( ) 0280027903411
3160
56016
3160
Re
3160
4
1
4
1 ,,,
,
 
,,f ≈====
A modo de verificación calculamos el valor de C (ecuación 3-11)
538 ==
f
gC m1/2/s
Obsérvese que los valores obtenidos coinciden con los del problema propuesto 1 del capítulo II. Esto
se debe a que el problema es idéntico.
115
La resistencia de superficie en el movimiento uniformeCapítulo III
Se puede observar también que los resultados obtenidos satisfacen la ecuación 3-14.
80Relog21 ,f 
f
−=
5,99 = 2 log (16 560 x 0,167) - 0,8
5,99 ≈ 6,08
Ejemplo 3.3 Demostrar que en un canal muy ancho de turbulencia plenamente desarrollada y fondo
hidráulicamente rugoso se cumple que
f 884,0=ε
Siendo 1−=
V
V maxε . Considerar que la ecuación 3-12 es aplicable
Solución.
k
h VVh
30ln
κ
∗
=
La velocidad máxima corresponde a yh =
k
y VVmax
30ln
κ
∗
=
La velocidad media es
k
y VV11ln
κ
∗
=
Luego,
V
eV
V
V
V
k
yV
k
30yln V ln
11
30ln11ln
κκκκε
∗∗∗∗
==
−
=
V
V 
V
 V
∗
∗
==
5,2κε
Pero,
f
VV 8
∗
=
Luego,
f,
f,
f
V
 V,ε 8840
8
52
8
52
===
∗
∗
116
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Ejemplo 3.4 Se tiene una tubería de 1 000 m de largo, diámetro 0,20 m, rugosidad artificial k = 0,001 m,
velocidad 4 m/s, ν = 10-6 m2/s. Calcular la pérdida de carga.
Solución. Calculamos en primer lugar el número de Reynolds
5
6 10810
20,04Re ×=×==
−ν
VD
Luego la rugosidad relativa
005,0
20,0
001,0
==
D
k
Entrando con estos dos valores al diagrama de Nikuradse (por ser la rugosidad artificial) se obtiene
f = 0,030.
Obsérvese que corresponde a tuberías hidráulicamente rugosas, luego podemos calcular f utilizando
la fórmula 3-18,



=
k
D , 
f
713log21



=
0010
200713log21
,
, , 
f
0303,0=f
valor bastante próximo al calculado con el abaco.
La pérdida de carga es
m45122
2
16
200
00010300
2
2
 ,
g
 
,
 ,
g
V 
D
Lfhf ===
Ejemplo 3.5 Demostrar que en una tubería hidráulicamente lisa con números de Reynolds menores
que 105 se cumple que
8
7
Re
A
r
=
δ
El número de Reynolds está referido al radio r de la tubería. Hallar el valor de A . En la deducción debe
utilizarse la ecuación de δ anteriormente establecida (ec. 2-28).
117
La resistencia de superficie en el movimiento uniformeCapítulo III
Solución. Sabemos que
4
1
Re
316,0
=f y V 
fV
8
=
∗
Combinando estas dos ecuaciones,
8
1
Re8
316,0
 
V V =
∗
Reemplazando este valor de la velocidad de corte en la ecuación 2-28 de δ
V 
 
316,0
Re86,11 8
1
νδ =
V
 DV 
,
 , ν
ν
δ
8
1
8
1
8
1
3160
8611
=
Multiplicando y dividiendo por r y reemplazando rD 2= .
V
 
r
r rV ν
ν
δ
8
1
8
1
8
1
8
1
237,58=
8
7
8
7
8
7
8
1
237,58
r V
 r νδ =
8
7
Re65,63 r =δ
Luego,
8
7
Re
65,63
=
r
δ
El valor de A es 63,65.
Ejemplo 3.6 Demostrar que en una tubería hidráulicamente lisa con números de Reynolds menores
que 105 se cumple que
8
7
Re
A
r
=
δ
El número de Reynolds está referido al radio r de la tubería. Hallar el valor de A . La deducción debe
hacerse sin utilizar la ecuación de δ anteriormente establecida (ec. 2-28).
118
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Solución. Sabemos que el esfuerzo de corte en el contorno es
4
1
4
7
4
1
4
10
28
316,0 r V 
 x 
−
= νρτ
o bien,
4
1
2 Re0330
 
ρV,
−
El número de Reynolds está referido al radio de la tubería.
Sabemos también que dentro de la subcapa laminar se puede aceptar que el corte es constante e igual
a 0τ ,
δ
δµτ V=0
Igualando,
δ
δµ VρV, =− 4
1
2 Re0330
V
VrVr,
 δ
δν =
−
4
1
Re0330
V
Vr, δδ=
4
3
Re0330
Pero, según la ecuación 3-26,
7
1
235,1 


=
r
 V V δδ
Reemplazando,
δ
δ r
r
V V 
7
1
4
3
235,1Re033,0 


=
7
6
4
3
235,1Re033,0
 
r
 
−



=
δ
Elevando a la potencia 7/6,
δ
r =

 876
7
Re
235,1
033,0
119
La resistencia de superficie en el movimiento uniformeCapítulo III
De donde,
8
7
Re
45,68
=
r
δ
Luego, A = 68,45
Ejemplo 3.7 Demostrar que en una tubería hidráulicamente lisa, cuyo número de Reynolds, referido al
diámetro, es menor que 105, se cumple que
7
1
99,6 


=
∗
∗
ν
r V 
V
V
Solución. Por las condiciones del problema es aplicable la ecuación de Blasius
4
1
Re
316,0
=f
Sabemos también que
2
2
8
V
Vf ∗=
Al combinar estas dos ecuaciones se obtiene la expresión buscada.
Ejemplo 3.8 Demostrar que el esfuerzo de corte sobre el contorno se puede expresar por
2
0 8
1 Vf ρτ =
Solución. Partimos de la ecuación de Darcy
g
V 
D
Lfhf 2
2
=
Reemplazando el diámetro en función del radio hidráulico y despejando la pendiente, se obtiene,
21
8
1 V
Rg
f 
 
S =
Combinando con
S R γτ =0
Se obtiene finalmente
2
0 8
1 Vf ρτ =
120
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Ejemplo 3.9 Una fórmula racional para las pérdidas de presión en el caso de flujos en tuberías
geométricamente similares es










=∆
µ
ρϕρ VD
D
LVp 
2
Para el caso de una tubería de 4” de diámetro, que lleva agua a una velocidad media de 0,50 m/s la
pérdida de carga es de 0,25 m en un tramo de 40 m.
Calcular la pérdida de carga en metros de agua en otra tubería de 150 m de longitud y 10” de diámetro
en la que circula aire a la velocidad correspondiente para que ambas tuberías sean similares.
Asumir que ambas tuberías tienen rugosidades absolutas similares. Considerar
Peso específico del aire : 1,25 kg/m3
Peso específico del agua : 1 000 kg/m3
Viscosidad del aire : 1,8x10-4 poises
Viscosidad del agua : 1,2x10-2 poises
Solución. Si ambas tuberías son hidráulicamente similares debe cumplirse que el número de Reynolds
es el mismo para ambas




=



2
222
1
111
µ
ρ
µ
ρ DVDV
Luego al aplicar la fórmula racional, dato del problema a ambas tuberías y al obtener la relación entre
las pérdidas de carga se llega a
1
2
2
2
2
1
2
1
2
1
2
1
D
D 
V
V 
L
L 
p
p
ρ
ρ
=
∆
∆
De la igualdad de los números de Reynolds obtenemos
2
4
1
2
2
1
2
1
12 1021
1081
10
4
251
0001500
−×
×
==
,
, 
,
 ,
µ
µ 
D
D 
ρ
ρ VV
-
m/s422 ,V =
calculamos ahora la relación entre las pérdidas de carga
14823
4
10
42
500
150
40
251
0001 2
2
1 ,
,
, 
,
 
p
p
 =


=
∆
∆
121
La resistencia de superficie en el movimiento uniformeCapítulo III
Luego,
m01080
14823
250
2 ,,
,p ==∆
la pérdida de carga en la tubería de aire equivale a una altura de 0,0108 m de agua.
3.10 Concepto de capa límite
En el primer capítulo habíamos señalado que la distribución de velocidades en la sección
transversal depende del número de Reynolds. Para decirlo en otras palabras, el gradiente
transversal de velocidades depende del grado de turbulencia. Cuando el flujo es laminar (o sea
cuando no hay turbulencia) el gradiente de velocidades es muy grande. Al aumentar la velocidad,
y por consiguiente el número de Reynolds y el grado de turbulencia, el gradiente de velocidades
disminuye, tiende a uniformizarse. Llega un momento en el cual la turbulencia está plenamente
desarrollada. En estas condiciones un aumento en el número de Reynolds no conlleva un
aumento en el grado de turbulencia.
En un flujo con turbulencia plenamente desarrollada la distribución de velocidades es casi
uniforme en la sección. La influencia del contorno se limita a una capa, muy delgada, próxima
a las paredes. Allí los esfuerzos viscosos son grandes y el gradiente de velocidad es intenso.
A esta pequeña capa, se le denomina capa límite. Toda la teoría sobre la capa límite es muy
compleja, pero conviene presentar acá los conceptos fundamentales, incidiendo principalmente
en el aspecto físico del problema.
Imaginemos un flujo paralelo que se desarrolla en un espacio infinito, sin obstáculo o contorno
alguno.
Si en este flujo colocamos un obstáculo, es decir, un cuerpo, se producirá fricción entre el
fluido y la superficie del cuerpo. En el contorno mismo las velocidades del fluido y del contorno
deben ser iguales. Luego en el contorno la velocidaddebe ser cero. En las inmediaciones del
cuerpo la distribución de velocidades estará determinada por los esfuerzos viscosos. Aparecerá
un gradiente de velocidades. Al alejarnos del cuerpo, normalmente a su superficie, la velocidad
aumenta desde cero en el contorno hasta alcanzar, a una distancia δ la velocidad que
tendría en ausencia del cuerpo.
122
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Consideremos que el cuerpo esta constituido por una placa lisa y delgada con borde de
ataque agudo y que el flujo es bidimensional. Para facilitar la interpretación del dibujo la
escala vertical aparece considerablemente ampliada.
Esta zona de espesor variable δ que se inicia en el borde de ataque y que crece hacia aguas
abajo se denomina capa límite.
La teoría de la capa limite planteada por Prandtl en 1904 es uno de los aportes más
significativos a la Mecánica de Fluidos.
La esencia de la teoría de Prandtl consiste en separar el escurrimiento en dos regiones: una
interior y otra exterior a la capa límite.
Figura 3.5 Flujo paralelo
Figura 3.6 Generación de una capa límite
δ
123
La resistencia de superficie en el movimiento uniformeCapítulo III
Dentro de la capa limite los esfuerzos viscosos son intensos y determinan un fuerte gradiente
de velocidades. Fuera de la capa límite el fluido se comporta como perfecto e irrotacional con
energía constante y por la tanto son aplicables las ecuaciones de Euler y la teoría del flujo
potencial.
La consecuencia práctica de esto es que el movimiento de un fluido puede describirse como
si correspondiera a un fluido ideal, salvo en una pequeña capa, próxima al contorno, que es la
capa límite.
El espesor de esta capa es más pequeño mientras mayor es el número de Reynolds. Para un
número de Reynolds infinito, que corresponde a un fluido ideal, sin viscosidad, es evidente
que el espesor de la capa límite es nulo (ver Figura 1.13).
3.11 Espesor de la capa límite
De lo anteriormente expuesto se desprende que la distancia del contorno a la cual la velocidad
sería la misma que habría de no existir el cuerpo o placa, sólo puede alcanzarse asintóticamente.
Por lo tanto las definiciones para el espesor de la capa límite son más o menos arbitrarias.
Utilizaremos el concepto de espesor nominal de la capa límite.
La definición más generalizada considera como espesor la distancia a la cual la velocidad es
el 99 % de la que existiría en ausencia del contorno.
Figura 3.7 Definición del espesor de la capa límite
δ δ
(a) (b)
124
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Otra manera de definir el espesor nominal de la capa límite se presenta en la Figura 3.7 (a).
Se traza la asíntota y una recta que partiendo del origen intercepta a la asintota de modo que
las áreas achuradas sean iguales.
En la Figura 3.7 (b) se presenta otra definición similar. Se intercepta la asintota con una
tangente a la curva de origen.
Otra forma de definición es la que considera el “espesor de desplazamiento”. El espesor de
desplazamiento es la distancia en la que se considera desplazado el flujo como consecuencia
de la disminución de velocidad en la capa límite.
Debido al gradiente de velocidades dentro de la capa límite hay una disminución en el flujo
cuyo valor sería
dhVV
h
h h∫ ∞== − 0 )(
El resultado de esta integral debe ser igual al producto de la velocidad que hay fuera de la
capa límite por el espesor de desplazamiento *δ .
dhVVV
h
h h
 
 
 
 ∫ ∞=
=
∗
−=
0
)(δ
o bien,
dh
V
Vh
h
h∫ ∞=
=
∗ 


−=
 
 
 
0
1δ (3-27)
Figura 3.8 Espesor de la capa límite
hV
dh
hVV-
δ
*
V0,99
δ
125
La resistencia de superficie en el movimiento uniformeCapítulo III
3.12 Desarrollo de la capa límite
En la Figura 3.9 el flujo que se aproxima a la placa puede ser laminar o turbulento. En
cualquier caso, sin embargo, si es que la placa es suficientemente lisa, la capa límite es
laminar hasta una cierta distancia del borde de ataque. Luego de una transición, se vuelve
turbulenta. Aparece entonces dentro de la capa límite turbulenta una subcapa laminar. Esta
subcapa laminar es la que hemos estudiado en la capítulo II (ec. 2-28).
La transición entre el flujo laminar y turbulento dentro de la capa límite se produce para
valores del número de Reynolds comprendidos entre 2x105 y 106 siendo,
ν
xV 
=Re
Se denomina x a la distancia medida desde el borde de ataque y a lo largo de la placa en la
dirección del escurrimiento.
Obsérvese que este número de Reynolds para la capa límite se define de un modo diferente al
número de Reynolds de una tubería o un canal.
El espesor de la capa límite laminar Lδ viene dado por,
2
12
1
2
1 5
Re
5 x
V
x
L 


==
νδ (3-28)
El espesor de la capa límite turbulento Tδ viene dado por,
5
45
1
5
1 38,0
Re
38,0 x
V
x
T 


==
νδ (3-29)
Comparando ambas expresiones se observa que el espesor de la capa límite turbulenta crece
con el exponente 4/5 de x , mientras que la capa límite laminar crece con el exponente 1/2.
Es decir que la capa límite turbulenta crece más rápidamente que la laminar.
Las expresiones que dan el espesor de la capa límite se derivan a partir de considerar el
cambio de la cantidad de movimiento, la fricción con el contorno y el gradiente de presiones.
126
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
3.13 La separación. Expansión de un conducto
Si la capa límite se desarrolla en una tubería que arranca de un estanque, se presentarán las
fases descritas en la Figura 3.9. Para un determinado valor de x la capa límite turbulenta se
habrá desarrollado íntegramente en la sección transversal y δ es igual al radio. Si las paredes
de la tubería son suficientemente lisas se desarrollará una subcapa laminar de espesor δ .
Hasta ahora hemos considerado que el flujo exterior a la capa límite se caracteriza por tener
energía constante, sin embargo normalmente la presión disminuye en la dirección del
escurrimiento, lo que implica
0<
∂
∂
x
p
Puede ocurrir también que por las características del contorno la presión aumente en la
dirección del escurrimiento,
0>
∂
∂
x
p
Se trata entonces de una expansión y la capa límite aumenta de espesor rápidamente. En el
primer caso la capa límite aumenta de espesor lentamente.
El efecto del gradiente de presiones del escurrimiento sobre el espesor de la capa límite se
δ
x
V
ecuación 3-28
ecuación 3-29
subcapa
laminar
laminar transición turbulento
T
δLδ
Figura 3.9 Capa límite laminar y turbulenta
127
La resistencia de superficie en el movimiento uniformeCapítulo III
ilustra en el siguiente dibujo esquemático.
La condición 0>
∂
∂
x
p corresponde a líneas de corriente divergentes. Si esta condición se
presenta en el escurrimiento, su efecto será muy fuerte en la capa límite puesto que allí se
tiene el efecto de fricción del contorno. Las partículas fluidas de la capa límite se mueven muy
lentamente, y al haber presión adversa van perdiendo velocidad hasta que se detienen. Luego
por efecto del gradiente de presiones positivas se produce dentro de la capa límite una
contracorriente. Aparece una separación que se inicia en el punto S.
Capa límite
0<
∂
∂
x
p 0>
∂
∂
x
p
Figura 3.10 Variación del gradiente de presiones
Figura 3.11 Fenómeno de la separación
Contracorriente
S
128
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
La separación es el fenómeno de alejamiento del flujo de la pared. Queda una porción en la
que hay fluido, pero no flujo, en la dirección principal de la corriente. Puede haber movimiento
en dirección contraria a la del escurrimiento principal (contracorriente).
Lo anteriormenteexpuesto se puede resumir señalando que siempre que por una razón u otra
haya un incremento de presión, las partículas de la capa límite perderán velocidad hasta
detenerse y si la diferencia de presión es muy fuerte las partículas avanzan en dirección
contraria a la del escurrimiento.
Este problema se presenta en una expansión, en un flujo de líneas de corriente divergentes.
Podría ser el caso de un difusor o un canal de sección creciente (una transición).
Si el gradiente de presiones es muy grande se produce la separación.
Figura 3.12 Desarrollo de la capa límite en una expansión
Capa límite
Capa límite
Figura 3.13 Aparición de contracorrientes
Contracorriente
Contracorriente
Corriente principal
129
La resistencia de superficie en el movimiento uniformeCapítulo III
Ejemplo 3.10 Fluye agua con una viscosidad de 10-6 m2/s a una velocidad uniforme de 2,5 m/s. El flujo
es paralelo. Se coloca una placa delgada y lisa paralela a la corriente. Calcular la longitud de la porción
laminar de la capa límite formada. Calcular el espesor de la capa límite a 5 cm y 1 m del borde de ataque.
Solución. La transición se produce para
5105×=
ν
Vx
Luego,
m2,0
5,2
10105 65 x =××=
−
La longitud de la porción laminar de la capa límite es de 20 cm.
Luego para x = 5 cm la capa límite es laminar.
2
1
Re
5x
L =δ
4105,12Re ×==
ν
xV 
a) m1007,7
105,12
1055 4
2
2
 
L
−
−
×=
×
××
=δ
b) A la distancia de 1 m el flujo es turbulento
5
1
Re
38,0
=Tδ
El número de Reynolds es
6105,2Re ×==
ν
xV 
y,
cm2
19
38,0 T ==δ
130
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
PROBLEMAS PROPUESTOS
(Capítulo III)
1 . Discutir como varía en una tubería la relación de la velocidad
máxima a la media
a ) Para números de Reynolds crecientes.
b) Para rugosidad relativa creciente (para tuberías de rugosidad artificial).
2. Explique teóricamente por que no hay exactamente el mismo valor para A en los ejemplos 3.5
y 3.6.
3. Si admitimos que en la ecuación de Darcy el valor de f viene dado por la ecuación de Blasius
y hacemos los reemplazos correspondientes demostrar que el exponente de la velocidad sería
1,75.
4. Demostrar que
2
3
55,193,21 ff −+=α
f98,01 +=β
5. Se han efectuado mediciones puntuales de la velocidad en una tubería con flujo turbulento
encontrándose que la velocidad a la distancia 4/D del contorno es igual a 0,89 maxV 
Calcular el valor del coeficiente f de Darcy y la rugosidad relativa.
6. Calcular para el ejemplo 2.1, cuál es la pérdida de carga que se produce en la tubería, aplicando
la ecuación de Darcy. Comparar resultados.
7. Calcular para el ejemplo 2.3, cuál es la pérdida de carga que se produce en la tubería, aplicando
la ecuación de Darcy. Comparar resultados.
8. Calcular para el ejemplo 2.5, cuál es la pérdida de carga que se produce en la tubería, aplicando
la ecuación de Darcy. Calcular el valor de f a partir del coeficiente C de Chezy y a partir de
la ecuación de Blasius. Comparar resultados.
9. A partir del valor de C obtenido en el problema propuesto 1 del segundo capítulo, calcular el
valor de f y comparar con el obtenido a partir de la ecuación de Blasius. Calcular la pérdida
de carga.
131
La resistencia de superficie en el movimiento uniformeCapítulo III
10. Se tiene dos tuberías de igual diámetro por las que circula el mismo gasto. En la primera el flujo es
laminar. En la segunda, que es de paredes lisas, el número de Reynolds es de 80 000 (referido al
diámetro). Demostrar que la relación entre las velocidades máximas respectivas es de 1,67.
11. Partiendo de que en una tubería rugosa con flujo turbulento la resistencia 0τ por unidad de área
del contorno depende de la viscosidad µ , de la densidad ρ , de la velocidad V del fluido y del
diámetro D y la rugosidad absoluta k de la tubería, demostrar que




=
D
kVD
V
,2
0
µ
ρϕ
ρ
τ 
 
 
12. Mediante consideraciones dimensionales puede demostrarse que,




=
µ
ρϕ
ρ
VD
V
F 
 
 
2
expresión en la que F es la fuerza de fricción por unidad de área del contorno, ρ es la densidad,
V es la velocidad media, D el diámetro y µ la viscosidad dinámica.
Se trata de simular el flujo del aire en una tubería en un modelo a la escala 1/4 en el que fluye agua.
La velocidad del aire es de 25 m/s. Calcular
a) Cuál debe ser la velocidad correspondiente del agua en el modelo para que exista similitud.
b) Cuál sería la pérdida de carga por unidad de longitud en la tubería para aire si en el modelo
para agua la pérdida de carga por unidad de longitud es de 0,20 kg/cm2.
Peso específico del agua : 1 000 kg/m3
Peso específico del aire: 1,25 kg/m3
La viscosidad dinámica del agua es 60 veces la dinámica del aire.
13. Según Nikuradse la relación entre el coeficiente f de Darcy y el número de Reynolds Re ,
referido al diámetro, es
237,0Re
221,00032,0 +=f
para números de Reynolds comprendidos entre 105 y 107 (ec. 3-15). Calcular cuál es el valor de f
y el correspondiente número de Reynolds, para los que ésta fórmula da los mismos resultados
que la ecuación de Blasius.
132
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
14. Demostrar que en un conducto hidráulicamente liso se cumple que
f
Vk 14
<
ν
15. Demostrar que la expresión para la velocidad media obtenida a partir de la fórmula de Colebrook
y White




+−=
RSRgR
kRSgV
 
 
 
 
84
51,2
8,14
log82 ν
tiene la forma de la ecuación de Chezy,
RSk
RV
72
6log18 δ
+
= 
Calcular el valor numérico de los coeficientes que resulten de la transformación. ¿Por qué no son
exactamente iguales a los de la ecuación de Chezy?
16. La distribución de velocidades en una tubería circular esta dada por
7
1
235,1 


=
r
h
V
Vh 
Calcular a qué distancia del contorno la velocidad ) ( hV es igual a la velocidad media.
17. En una tubería AB de 20” de diámetro, cuyo gasto es de 1 200 l/s, se ha verificado una pérdida de
presión de 4 kg/cm2 entre los puntos A y B, cuya separación es de 1 km. El punto B está 2 m por
encima del punto A. La temperatura del agua es de 8 ºC. Suponer que la rugosidad de las paredes
es uniforme. Calcular
a) El coeficiente f de Darcy
b) La calidad de las paredes (lisa o rugosa)
c) El valor de la rugosidad absoluta (supuesta uniforme), analítica y gráficamente
d) La velocidad máxima
18. En una tubería de 6” de diámetro hay un escurrimiento cuyo número de Reynolds (referido al
diámetro), es de 22 000. Calcular el coeficiente f de Darcy.
133
La resistencia de superficie en el movimiento uniformeCapítulo III
19. Comparar los ejemplos 8 y 9 y demostrar que se trata de una misma tubería, (con la única diferencia
en la longitud).
20. Demostrar que el ejemplo 2.5 satisface los resultados del ejemplo 3.5.
21. En una tubería el valor de α es 1,08. Calcular la relación entre la velocidad máxima y la media.
22. Calcular los valores de α y β para la tubería del problema propuesto 5 de este capítulo.
23. En una tubería de 0,75 m de diámetro fluye aceite cuya viscosidad cinemática es de 1,25x10-4 m2/
s. La rugosidad absoluta es de un décimo de milímetro. Cada 100 m de recorrido se pierde una
energía equivalente a 1,45 m de columna fluida. Calcular cuál sería el porcentaje de disminución
en el gasto si resultara que el diámetro de 0,75 m es exterior y no interior, como se supuso en los
cálculos.
El espesor de la tubería es de 2 cm.
24. Demostrar que los valores del problema 23 satisfacen la ecuación 3-14.
25. Se tiene una tubería de 1 m de diámetro. La rugosidad de las paredes es de 1 mm. Se mantiene
un movimiento uniforme por medio de la energía equivalentea 2 m de columna de agua por
cada 100 m de tubería. La viscosidad del agua es de 10-6 m2/s.
Después de algunos años de uso, la rugosidad aumentó a 1,5 mm. Calcular los valores iniciales
y finales de la velocidad media y del coeficiente f de Darcy.
Calcular cuál sería la energía requerida para mantener la velocidad inicial cuando se tiene el
nuevo valor de la rugosidad.
135
Diseño de tuberíasCapítulo IV
CAPITULO IV
DISEÑO DE TUBERIAS
4.1 Concepto de pérdida de carga. Línea de energía y línea
piezométrica
Sea una tubería de sección variable como la mostrada en la Figura 4.1. Si aplicamos la
ecuación de la energía entre las secciones 1 y 2 se tiene
Figura 4.1 Ecuación de la energía en una tubería
p
γ
2
2z
hf
2
V
g
2
p
γ
1
1z
L. E.
2 g
V 2
1 2
Plano de 
referencia
1
2L. P.
1α
α2
Σ
1-2
136
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
∑
−
+++=++
212
2
2
2
21
1
2
1
1 22 f
 hz
γ
p
g
Vαz
γ
p
g
Vα (4-1)
Es decir, que al pasar de 1 a 2 hay una parte de la energía que “se pierde”: que no se
transforma en presión, velocidad o elevación. Es la energía consumida en forma de fricción y
que denominamos fh , pérdida de energía o pérdida de carga.
Para el movimiento uniforme, la sección transversal es invariable, por lo tanto la velocidad
también lo es y la energía de velocidad es constante
g
V
g
V
22
2
2
2
2
1
1 αα =
α es el coeficiente de Coriolis estudiado en el capítulo I.
Entonces, la ecuación de la energía es simplemente
∑
−
++=+
212
2
1
1
fhz
pzp
γγ
A la línea que resulta de unir las elevaciones a las que sube el líquido en una serie de
piezómetros instalados a lo largo de la tubería se le denomina línea piezométrica o línea de
gradiente hidráulica (L. P.).
Si en cada sección se adiciona a la cota piezométrica el valor correspondiente a la energía de
velocidad se obtiene la línea de energía. En el movimiento uniforme la línea de energía y la
línea piezométrica son paralelas.
Con respecto a la línea de gradiente o piezométrica conviene ordenar los siguientes conceptos
a) La línea de gradiente indica por medio de su altura sobre el eje de la tubería la presión en
cualquier punto de ella.
b) En una tubería, o en tuberías de igual rugosidad y diámetro, cuanto mayor es la pendiente
o inclinación de la línea de gradiente tanto mayor será la velocidad del fluido.
c) La línea de gradiente hidráulica indica por su descenso vertical la energía perdida entre
dos secciones (para el movimiento uniforme).
d) La gradiente hidráulica es recta para tuberías rectas de sección transversal constante y
para tuberías cuya longitud sea aproximadamente igual a la línea que une sus extremos.
La línea de energía siempre desciende en la dirección del escurrimiento, salvo que se coloque
una bomba.
137
Diseño de tuberíasCapítulo IV
La línea de gradiente hidráulica no siempre desciende en la dirección del escurrimiento.
La línea de energía y la de gradiente coinciden con la superficie libre para un líquido en
reposo. Tal sería el caso de un estanque.
En la ecuación de la energía 4-1 se ha designado como ∑
−21f
h a la suma de todas las
pérdidas de carga (de energía) que ocurren entre 1 y 2.
Estas pérdidas de carga son fundamentalmente de dos tipos: continuas y locales.
Las pérdidas de carga continuas se deben a la fricción y se calculan por medio de la fórmula
de Darcy (ecuación 3-3).
g
V
D
Lffh 2
2
=
Las pérdidas de carga locales dependen de las características de cada singularidad, válvula,
codo, etc.; y en el apartado 4.3 se presentarán sus valores.
Potencia
Se llama potencia de una corriente líquida a su energía por unidad de tiempo.
HQPot γ= (4-2)
γ es el peso específico del fluido en kg/m3, Q es el gasto en m3/s, H es la energía total con
respecto al plano de referencia, en metros, Pot es la potencia en kg-m/s (teórica). Para
obtener esta potencia en
HP (Horse Power) 76
 HQPot γ=
CV (Caballos de vapor) 75
 HQPot γ=
KW (kilowatts) 102
 HQPot γ=
138
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Ejemplo 4.1 De un estanque sale una tubería de 10” de diámetro que termina en una boquilla de 4” de
diámetro. La velocidad de salida del agua es de 15 m/s. Calcular la potencia teórica del chorro.
Solución. El gasto es
=×= SVAQ 0,1216 m3/s
La energía en la boquilla es
=
g
VS
2
2
11,48 m ( SV es la velocidad de salida)
La potencia teórica del chorro, según la ecuación 4-2, es
=Pot 1 396 kg m/s
o bien,
18,4 HP = 13,7 KW
4.2 Abaco de Moody. Tuberías comerciales. Cálculo
En el apartado 3.2 se señaló la naturaleza compleja e irregular que tiene la rugosidad de las
tuberías comerciales. De acá que Nikuradse usó en sus experiencias rugosidad artificial
constituida por esferas de diámetro uniforme (granos de arena).
Pero las tuberías comerciales tienen rugosidad natural. El Estudio experimental de la pérdida
de carga fue hecho, entre otros, por Moody, estableciendo un gráfico similar al de Nikuradse
y que relaciona el coeficiente f de Darcy, el número de Reynolds y los valores de la rugosidad
relativa (Figura 4.2). Las características de este gráfico son similares al de Nikuradse.
Las tuberías comerciales son de diferentes materiales: fierro fundido, acero, asbesto-cemento,
concreto, plomo, plásticos, etc. Cada material tiene una rugosidad característica propia, cuyo
valor forma parte de la descripción técnica de la tubería. De otro lado debe tenerse presente
que la rugosidad cambia con el tiempo. Después de varios años de uso una tubería es más
rugosa de lo que era inicialmente. Este fenómeno de envejecimiento de las tuberías será
descrito mas adelante.
La selección del material de una tubería depende de varios factores: costo inicial, costo de
reposición y mantenimiento, capacidad inicial, cambio con el tiempo, resistencia, duración,
calidad y características químicas del fluido, etc. Los valores de la rugosidad absoluta k se
obtienen de la Tabla 2.1 ó de la 4.4.
139
Diseño de tuberíasCapítulo IV
Los problemas que pueden presentarse en el cálculo de tuberías son los siguientes
a) Cálculo de la pérdida de carga fh
Es el caso más simple, los datos son
Q : gasto
L : longitud
D : diámetro
ν : viscosidad cinemática
k : rugosidad
Con estos datos se determina inmediatamente los dos parámetros necesarios para aplicar
el diagrama de Moody, que son el número de Reynolds y la rugosidad relativa
ν
VD
D
k
Con ellos se determina el valor de f y aplicando la ecuación de Darcy se calcula la
pérdida de carga fh .
b) Cálculo del gasto Q
Los datos son
L : longitud
D : diámetro
ν : viscosidad cinemática
k : rugosidad
fh : pérdida de carga
Con estos datos no es posible calcular el número de Reynolds. Debe procederse por
aproximaciones sucesivas. Primero se calcula la rugosidad relativa y observando el
diagrama de Moody se supone un valor para f (podría ser, por ejemplo, el que corresponde
a turbulencia plenamente desarrollada). Con este valor de f incorporado a los datos se
calcula un valor tentativo para la velocidad, en base a la cual se halla un número de
Reynolds.
Con el número de Reynolds y la rugosidad relativa se calcula un valor para f , el cual se
compara con el supuesto inicialmente. Si la diferencia fuera grande debe hacerse un
nuevo cálculo hasta conseguir igualdad en las dos primeras cifras significativas. Obtenidos
los valores de f y de V se debe verificar que satisfacen la ecuación de Darcy. Con el
valor correcto de la velocidad se calcula el gasto.
140
Arturo Rocha
H
idráulica de tuberías y canales
0,008
3 4 5 6 7 976 9 32 754 6 9 32 754 6 9 32 754 6 9 32 754 6 9
0,000001
0,0000005
Re = v
DV
D
f Zona de
Transición
FlujoLaminar
Re
kD
f
= 200
0,0008
0,0006
0,04
0,03
0,015
0,006
10 10
2
43
0,01
k
0,10
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,07
0,08
0,09
0,015
0,025
0,009
0,008
0,05
0,02
0,01
0,002
0,001
0,0004
0,0002
0,0001
0,00005
0,004
0,00001
10
5 6
10
7
10 10
8
Zona
Crítica
Turbulencia plenamente desarrollada (Tuberías rugosas)
Tuberías lisas
Flujo Lam
inar, ƒ = 64/R
e
Figura 4.2 Abaco de Moody
141
Diseño de tuberíasCapítulo IV
Ejemplo 4.2 Se tiene una tubería nueva de fierro fundido ( k = 0,00025 m) de 10” de diámetro. La
longitud es de 1 000 m. Conduce agua cuya viscosidad es de 10-6 m2/s. La pérdida de carga (de energía)
en el tramo considerado es de 10 m. Calcular el gasto.
Solución. La rugosidad relativa es
Dk = 0,001
Si suponemos que la turbulencia está plenamente desarrollada
f = 0,0198
Calculamos ahora la velocidad a partir de la ecuación de Darcy,
g
V
,
,
g
V
D
Lf 
22540
000101980
2
10
22
==
De acá se obtiene,
V = 1,59 m/s
Luego,
5
6 1004410
2540591Re ×=×==
−
,,,
ν
DV 
Consideramos ahora como datos el número de Reynolds y la rugosidad relativa y hallamos f en el
diagrama de Moody,
f = 0,0205
Valor que difiere del supuesto. A partir del nuevo valor de f hacemos un nuevo cálculo para la
velocidad y se obtiene
V = 1,56 m/s
de donde,
Re = 3,96x105
y en el diagrama de Moody encontramos,
f = 0,0205
Valor igual al supuesto. Luego la velocidad es de 1,56 m/s y el gasto
56,1
4
2DAVQ π== = 0,079 m3/s = 79 lps
Los valores de f y V satisfacen la ecuación de Darcy.
142
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
c) Cálculo del diámetro D
Los datos son
L : longitud
ν : viscosidad
k : rugosidad
fh : pérdida de carga
Q : gasto
Si expresamos la ecuación de Darcy reemplazando la velocidad en función del gasto y del
área se tiene
22
2
4
2 


= Dg
Q
D
Lfhf
 π
De donde,
fh
Lf
gπ
 QD 2
285
=
o bien,
2082705 Q
S
f ,D = (4-3)
Para la solución se recomienda el siguiente procedimiento
1. Escoger tentativamente un diámetro. Este valor debe corresponder a los valores
comerciales, que se expresan generalmente en pulgadas y pueden ser: 1/8, 1/4, 3/8, 1/
2, 3/4, 1, 1 1/4, 1 1/2, 2, 2 1/2, 3, 3 1/2, 4, 5, 6, 8, 10, 12, 14, 16, 18, 24 y 30”. Para hacer
un diseño debe conocerse cuales son los diámetros comerciales disponibles.
Eventualmente su número puede ser muy restringido.
2. Calcular la velocidad media y el número de Reynolds.
3. Calcular la rugosidad relativa.
4. Con el diagrama de Moody hallar el valor de f .
5. Con la ecuación de Darcy calcular la pérdida de carga.
6. Verificar que la pérdida de carga así calculada es igual o menor que la pérdida de carga
admisible (dato).
7. Caso contrario repetir el procedimiento
8. Si la pérdida de carga está entre los valores que corresponden a dos diámetros comerciales
sucesivos, tomar el diámetro mayor.
143
Diseño de tuberíasCapítulo IV
Otro procedimiento para resolver el problema es el siguiente
1. Suponer un valor para f .
2. Calcular el diámetro a partir de la ecuación 4-3.
3. Calcular el número de Reynolds considerando que
ν
DV 
=Re
y que, por la ecuación de continuidad
π
QDV 2 4=
se expresa como,
D
14Re 
 
 
νπ
Q
=
4. Calcular la rugosidad relativa.
5. Con el diagrama de Moody hallar el valor de f .
6. Si este valor es diferente al supuesto repetir el procedimiento con el nuevo valor hallado.
7. Si el valor de f es igual al supuesto el problema está resuelto, pero como seguramente
el diámetro obtenido no es comercial se toma el inmediato superior.
Para el agua se presentan, en la Tabla 4.1, valores usuales del coeficiente de Darcy. Esta
tabla es muy útil para aligerar los cálculos.
Los métodos acá presentados no son los únicos para resolver problemas de tuberías. Existen
diversos procedimientos de cálculo que última instancia lo que tratan de establecer es el valor
del coeficiente de Darcy que corresponde a una rugosidad relativa y a un número de Reynolds
dados.
Hasta acá el método desde el punto de vista de la Mecánica de los Fluidos. El ingeniero
hidráulico que se enfrenta a un problema real introduce una condición adicional: la velocidad
media en la tubería. Al ingeniero no le basta que los valores de la rugosidad relativa y el
número de Reynolds sean compatibles con el coeficiente de Darcy. Requieren además que la
velocidad esté comprendida entre ciertos valores, máximos y mínimos, que garantizarán un
comportamiento hidráulico mejor; sin considerar por ahora, el problema de costos y de diámetro
más económico, lo que será analizado posteriormente.
Las velocidades grandes pueden significar la aparición de fenómenos inconvenientes, como
el golpe de ariete, por ejemplo.
El ingeniero que busca el diámetro que debe tener una conducción, piensa generalmente en
términos de la velocidad media. Es usual empezar los cálculos fijando el rango de velocidades
admisibles. De allí se deduce el diámetro y se continúa con el método antes señalado.
144
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
TABLA 4.1
VALORES DE f PARA EL AGUA
Temperatura 10 ºC a 24 ºC. Valores de f x 104
(Tomada del libro ’’Theory and Problems of Hydraulics and Fluid Mechanics’’ de Ronald V. Giles, de la Colección Shaum)
 
D 
Velocidad 
 m/s 
Calidad 
0,30 0,60 0,90 1,20 1,50 1,80 2,40 3,00 4,50 6,00 9,00 
4” 
Rugosa 
Media 
Nueva 
Muy lisa 
435 
355 
300 
240 
415 
320 
265 
205 
410 
310 
250 
190 
405 
300 
240 
180 
400 
290 
230 
170 
395 
285 
225 
165 
395 
280 
220 
155 
390 
270 
210 
150 
385 
260 
200 
140 
375 
250 
190 
130 
370 
250 
185 
120 
6” 
Rugosa 
Media 
Nueva 
Muy lisa 
425 
335 
275 
220 
410 
310 
250 
190 
405 
300 
240 
175 
400 
285 
225 
165 
395 
280 
220 
160 
395 
275 
210 
150 
390 
265 
205 
145 
385 
260 
200 
140 
380 
250 
190 
130 
375 
240 
180 
120 
365 
235 
175 
115 
8” 
Rugosa 
Media 
Nueva 
Muy lisa 
420 
320 
265 
205 
405 
300 
240 
180 
400 
285 
225 
165 
395 
280 
220 
155 
390 
270 
210 
150 
385 
265 
205 
140 
380 
260 
200 
135 
375 
250 
190 
130 
370 
240 
185 
120 
365 
235 
175 
115 
360 
225 
170 
110 
10” 
Rugosa 
Media 
Nueva 
Muy lisa 
415 
315 
260 
200 
405 
295 
230 
170 
400 
280 
220 
160 
395 
270 
210 
150 
390 
265 
205 
145 
385 
260 
200 
135 
380 
255 
190 
130 
375 
245 
185 
125 
370 
240 
180 
115 
365 
230 
170 
110 
360 
225 
165 
105 
12” 
Rugosa 
Media 
Nueva 
Muy lisa 
415 
310 
250 
190 
400 
285 
225 
165 
395 
275 
210 
150 
395 
265 
205 
140 
390 
260 
200 
140 
385 
255 
195 
135 
380 
250 
190 
125 
375 
240 
180 
120 
365 
235 
175 
115 
360 
225 
165 
110 
355 
220 
160 
105 
16” 
Rugosa 
Media 
Nueva 
Muy lisa 
405 
300 
240 
180 
395 
280 
220 
155 
390 
265 
205 
140 
385 
260 
200 
135 
380 
255 
195 
130 
375 
250 
190 
125 
370 
240 
180 
120 
365 
235 
175 
115 
360 
225 
170 
110 
350 
215 
160 
105 
350 
210 
155 
100 
20” 
Rugosa 
Media 
Nueva 
Muy lisa 
400 
290 
230 
170 
395 
275 
210 
150 
390 
265 
200 
135 
385 
255 
195 
130 
380 
250 
190 
125 
375 
245 
180 
120 
370 
235 
175 
115 
365 
230 
170 
110 
360 
220 
165 
105 
350 
215 
160 
100 
350 
205 
150 
95 
24”Rugosa 
Media 
Nueva 
Muy lisa 
400 
285 
225 
165 
395 
265 
200 
140 
385 
255 
195 
135 
380 
250 
190 
125 
375 
245 
185 
120 
370 
240 
180 
120 
365 
230 
175 
115 
360 
225 
170 
110 
355 
220 
165 
105 
350 
210 
155 
100 
345 
200 
150 
95 
30” 
Rugosa 
Media 
Nueva 
Muy lisa 
400 
280 
220 
160 
385 
255 
195 
135 
380 
250 
190 
130 
375 
245 
185 
120 
370 
240 
180 
115 
365 
230 
175 
115 
360 
225 
170 
110 
355 
220 
165 
110 
350 
210 
160 
105 
350 
205 
155 
100 
345 
200 
150 
95 
36” 
Rugosa 
Media 
Nueva 
Muy lisa 
395 
275 
215 
150 
385 
255 
195 
135 
375 
245 
185 
125 
370 
240 
180 
120 
365 
235 
175 
115 
360 
230 
170 
110 
355 
225 
165 
110 
355 
220 
160 
105 
350 
210 
155 
100 
345 
200 
150 
95 
340 
195 
145 
90 
48” 
Rugosa 
Media 
Nueva 
Muy lisa 
395 
265 
205 
140 
385 
250 
190 
125 
370 
240 
180 
120 
365 
230 
175 
115 
360 
225 
170 
110 
355 
220 
165 
110 
350 
215 
160 
105 
350 
210 
155 
100 
345 
200 
150 
95 
340 
195 
145 
90 
335 
190 
140 
90 
145
Diseño de tuberíasCapítulo IV
Ejemplo 4.3 Calcular el diámetro que debe tener una tubería nueva, de cemento enlucido ( k = 0,0004 m)
para conducir 2 m3/s. La viscosidad del agua es de 1,2 x 10-6 m2/s. La longitud de la tubería es de 1 000 m.
La pérdida de carga admisible es de 25 m.
Solución.
1. Supongamos f = 0,02
2. Calculamos el diámetro.
265,00827,05 2 == Q
S
f D 
m7670 ,D =
3. Calculamos el Número de Reynolds
61077214Re ×== ,
Dνπ
Q
 
 
 
4. La rugosidad relativa es
00052,0
0767,0
0004,0
==
D
k
5. Con el ábaco de Moody hallamos el valor de f
f = 0,0168
6. Repetimos el procedimiento, con el nuevo valor de f .
5D = 0,222
D = 0,74 m
Re = 2,87 x 106
D
k
= 0,00054
f = 0,0168
7. Como el valor que hemos encontrado para f es igual al último valor supuesto éste es el valor
correcto. Los valores de f y de V satisfacen la ecuación de Darcy. Luego,
D = 0,74 m
D = 29,13’’
146
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
En este caso escogemos
D = 30’’
Este problema se ha resuelto según el método segundo propuesto para el cálculo del diámetro.
No se ha calculado la velocidad media. Hemos obtenido el diámetro y no sabemos, si esta
velocidad es, por ejemplo, muy grande. Si lo fuera habría que verificar que esa alta velocidad no
nos traerá dificultades.
Hubiera sido más práctico, desde el punto de vista del ingeniero, empezar por fijar el valor máximo
para la velocidad.
Posteriormente se verá que el problema es también económico.
Ejemplo 4.4 Qué presión se requiere para impulsar 20 lps a lo largo de una tubería lisa, horizontal, de
2” de diámetro. La longitud del tramo es 300 m. La viscosidad del agua es 10-6 m2/s.
Solución. Por ser una tubería horizontal
γ
pphf 21
−
=
Para calcular la presión requerida ( 21 pp − ) debemos establecer la pérdida de carga.
El número de Reynolds es 5x105 y para el coeficiente f de Darcy se obtiene 0,013 (Diagrama de
Moody). Aplicando la ecuación de Darcy se obtiene
fh = 381,6 m
y por lo tanto
=∆=− ppp 21 38,2 kg/cm2
Este ejemplo se ha presentado con el objeto de mostrar que un diámetro pequeño puede dar lugar a
una alta velocidad y a una gran pérdida de carga.
Ejemplo 4.5 Calcular el gasto del
sistema mostrado en la figura. La
viscosidad del agua es 1,2x10-6 m2/s.
La tubería es lisa. Considerar
únicamente las pérdidas de carga
continuas. El diámetro de la tubería
de descarga es de 2 cm.
0
4 m
1 2
5 m
147
Diseño de tuberíasCapítulo IV
Solución. Aplicamos la ecuación de la energía entre los puntos 1 y 2
212
2
2
2
1
1
2
1
22 −
+++=++ fhzγ
p
g
Vz
γ
p
g
V
Pero,
21 zz = ; VVV == 21
Luego,
g
V
D
Lfhpp f 2
2
21
21
==
−
−γ
Ahora aplicamos el teorema de Bernoulli entre 0 y 1
1
1
2
1
0
0
2
0
22
z
γ
p
g
Vz
γ
p
g
V
 ++=++
020 == pp
Combinando las dos ecuaciones, Energía y Bernoulli, se obtiene
g
V
D
Lf
g
Vzz 
22
22
1
10 +=−
Obsérvese que la energía disponible se usa una parte para imprimir energía cinética y otra para vencer
la fricción.
De acá,
( )
1
2 102
1
+
−
=
D
Lf
zzgV
Reemplazando valores,
1200
10
1
020
4
522
1 +
=
+
×
=
f
g
,
f
gV
 
 
(1)
De otro lado sabemos que el número de Reynolds es
16
11 66716
1021
020Re V,
 x ,
V,
ν
 DV 
===
−
148
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Aplicamos ahora un método de tanteos, asumiendo valores para la velocidad.
=1V 4,51 m/s
=Q 0,00142 m3/s
Los valores de f se han obtenido aplicando la ecuación de Blasius. Podrían haberse obtenido del
diagrama de Moody.
Como se señaló antes la energía disponible es de 5 m. Esta energía se usa, una parte para imprimir
energía cinética y otra para vencer las fuerzas de fricción.
En este problema particular no se ha tomado en cuenta las pérdidas locales.
Energía de velocidad g
V
2
2
= 1,04 m
Fricción fh = 3,96 m
Energía E = 5,00 m
 V1 
(supuesto) 
Re 
f 
(según Blasius) V1
 
1,0 
2,0 
2,5 
4,0 
4,2 
4,3 
4,4 
4,5 
4,51 
 16 667 
 33 334 
 41 667,5 
 66 668 
 70 001,4 
 71 668,1 
 73 334,8 
 75 001,5 
 75 168,2 
0,0278 
0,0234 
0,0221 
0,0197 
0,0194 
0,0193 
0,0192 
0,0191 
0,0191 
3,87 
4,16 
4,25 
4,46 
4,48 
4,49 
4,50 
4,51 
4,51 
E
149
Diseño de tuberíasCapítulo IV
Ejemplo 4.6 Calcular el gasto que fluye en el
sistema mostrado en la figura. La tubería es lisa,
de 10 cm de diámetro. La viscosidad del agua es
1,25x10-6 m2/s.
No considerar pérdidas de carga locales.
Solución. Aplicando el teorema de Bernoulli
entre 1 y 2
g
Vzzpp
2
2
2
21
12
−−=
−
γ
Análogamente entre 3 y 4 se obtiene
g
Vzzpp
2
2
3
34
43
−−=
−
γ
Se ha considerado que 041 ==VV
Aplicamos ahora la ecuación de la energía entre 2 y 3
g
V
D
Lfzz
γ
pp
2
2
23
32 +−=
−
puesto que VVV == 32 .
Observando que =− 41 pp 0 se llega a
)()( 342132 zzzz
pp
−−−=
−
γ
Combinando las dos últimas ecuaciones se obtiene
g
V
D
Lfzz
2
2
41 =−
(Esta expresión podría haberse obtenido mediante un rápido análisis de la figura)
Reemplazando los datos del problema
f
V 289,22 =
El número de Reynolds es 80 000V .
Resolveremos las dos últimas ecuaciones por aproximaciones sucesivas. Para un valor supuesto de la
velocidad se calcula el correspondiente número de Reynolds. Luego, en el ábaco de Moody se
1
5 m
2 m
1 m
3
4
2
150
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
encuentra el valor de f . Con este valor se calcula la velocidad (utilizando la expresión deducida para
este problema). Si la velocidad es igual a la supuesta, el problema está resuelto. Caso contrario deben
proseguirse los tanteos. Se obtiene finalmente
V = 14,17 m/s f = 0,0114
y el gasto es
Q = 111 lps
Se observa que los valores obtenidos satisfacen las ecuaciones 3-14, 3-15 y 3-16 (estas ecuaciones
podrían haberse utilizado como método alternativo de solución). Los valores obtenidos de f y de V
satisfacen la ecuación de la energía.
 4.3 Pérdidas de carga locales (flujo turbulento)
En una tubería las pérdidas de carga son continuas y locales. Las pérdidas de carga continuas
son proporcionales a la longitud, se deben a la fricción y se calculan por medio de la fórmula
de Darcy.
Las pérdidas de carga localeso singulares ocurren en determinados puntos de la tubería y se
deben a la presencia de algo especial que se denomina genéricamente singularidad: un codo,
una válvula, un estrechamiento, etc.
En la figura 4.3 se observa una tubería mostrando la línea de energía y la súbita caída que
experimenta como consecuencia de una singularidad, que produce una pérdida de carga
local a la que designamos como loch .
Figura 4.3 Pérdida de carga local
Línea de energía L. E.
loch
Singularidad
151
Diseño de tuberíasCapítulo IV
Las pérdidas de carga locales se expresan genéricamente en función de la altura de velocidad
en la tubería
g
VKhloc 2
2
= (4-5)
expresión en la que loch es la pérdida de carga local expresada en unidades de longitud, K
es un coeficiente adimensional que depende de las características de la singularidad que
genera la pérdida de carga (codo, válvula, etc) así como del número de Reynolds y de la
rugosidad, V es la velocidad media en la tubería.
A las pérdidas de carga locales también se les denomina pérdidas menores. Esto en razón
que en tuberías muy largas la mayor parte de la pérdida de carga es continua. Sin embargo en
tuberías muy cortas las pérdidas de carga locales pueden ser proporcionalmente muy
importantes.
Analizaremos las principales pérdidas locales en flujo turbulento.
A. Entrada o embocadura
Corresponde genéricamente al caso de una tubería que sale de un estanque
A la entrada se produce una pérdida de carga loch originada por la contracción de la vena
líquida. Su valor se expresa por, (ec. 4-5),
g
VKhloc 2
2
=
Expresión en la que V es la velocidad media en la tubería.
El valor de K esta determinado fundamentalmente por las características geométricas de la
embocadura. Las que se presentan más frecuentemente son
Entrada (embocadura)
152
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
a) Bordes agudos
b) Bordes ligeramente redondeados ( r es el radio de curvatura)
En este caso el valor de K depende de la relación Dr . El valor 0,26 corresponde a una
relación de 0,04. Para valores mayores de Dr , K disminuye hasta llegar a 0,03 cuando
Dr es 0,2.
c) Bordes acampanados (perfectamente redondeados). El borde acampanado significa que
el contorno tiene una curvatura suave a la que se adaptan las líneas de corriente, sin producirse
separación.
d) Bordes entrantes (tipo Borda)
D
Zona de separación
K = 0,5
D = 0,26K
D = 0,04K
D = 1K
153
Diseño de tuberíasCapítulo IV
Los valores aquí presentados para K son valores medios, que pueden diferir según las
condiciones de las experiencias realizadas. Se observa que los valores sólo se hacen depender
da las características geométricas y no del número de Reynolds o de la rugosidad.
En una conducción normalmente se desea economizar energía. Conviene entonces dar a
estas entradas la forma más hidrodinámica posible. A modo de ejemplo cabe indicar que para
una velocidad media de 2,5 m/s en una tubería la pérdida de carga es de 0,159 m si la entrada
es con bordes agudos y sólo 0,013 m, si la entrada es acampanada.
B. Ensanchamiento del conducto
En ciertas conducciones es necesario cambiar la sección de la tubería y pasar a un diámetro
mayor. Este ensanchamiento puede ser brusco o gradual.
a) Ensanchamiento brusco
La pérdida de carga en el ensanchamiento brusco se calcula analíticamente a partir de la
ecuación de la cantidad de movimiento. Entre las secciones 1 y 2 la ecuación de la energía es
loc hγ
p
g
V
γ
p
g
V
++=+ 2
2
21
2
1
22 (4-6)
hloc
2
V
g
2
2 g
V 2
1 2
1
2
L. P.
L. E.
D2
A D
D1
B C
p2p1
154
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Se ha considerado que el coeficiente de Coriolis es 1.
Para el volumen ABCD comprendido entre las secciones 1 y 2, debe cumplirse que la resultante
de las fuerzas exteriores es igual al cambio de la cantidad de movimiento.
)()( 12221 VVQApp −=− ρ
Considerando que el coeficiente de Boussinesq es 1.
Dividiendo esta última expresión por 2A γ se obtiene
g
VV
g
Vpp 2 1
2
221
−=
−
γ
Haciendo algunas transformaciones algebraicas se llega a
g
V
g
V
g
VV
g
V
g
Vpp
222
2
22
2
1
2
12 1 
2
2
2
221
−+−+=
−
γ
agrupando se obtiene,
g
VVp
g
Vp
g
V
2
)(
22
2
212
2
21
2
1 −++=+
γγ
Comparando esta expresión con la ecuación de la energía (4-6) se concluye que la pérdida de
carga en el ensanchamiento brusco es
g
VVhloc 2
)( 221 −
= (4-7)
expresión que se conoce también con el nombre de fórmula de Borda. Aplicándole la ecuación
de continuidad se obtiene
g
V
A
A
g
V
A
Ah loc 2
1
2
1
2
2
2
1
2
2
1
2
2
1 



−=



−= (4-8)
Este resultado teórico está confirmado por los experimentos.
155
Diseño de tuberíasCapítulo IV
Si la superficie 2A es mucho mayor que
1A como podría ser el caso de entrega
de una tubería a un estanque, se tiene
que
VV =1
g
Vhloc 2
2
= (4-9)
puesto que 0/ 21 →AA
Esto significa que toda la energía cinética del flujo se disipa en forma de energía térmica.
b) Ensanchamiento gradual
La pérdida de energía en un ensanchamiento gradual (cónico) ha sido estudiada
experimentalmente, entre otros, por Gibson. En una expansión gradual se producen torbellinos
y vórtices a lo largo de la superficie de separación, que determinan una pérdida de carga
adicional a la que corresponde por fricción con las paredes. Este fenómeno fue descrito en el
capítulo III al estudiar la teoría de la capa límite. La pérdida de carga en el ensanche gradual
es la suma de la pérdida por rozamiento con las paredes, más la pérdida por formación de
torbellinos. En un ensanche gradual hay mayor longitud de expansión que en un ensanche
brusco.
1A
A 2
0º 20º 100º
0
0,2
D
2D = 1,5
40º 60º 80º 120º 140º 160º 180º
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1
2D
D1
= 3
1V V2
K
1 2V - V( )h = Kloc 2 g
2
θ
θ
Figura 4.4 Gráfico de Gibson (Ensanchamiento gradual)
156
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
En la Figura 4.4 se muestran gráficamente los resultados experimentales de Gibson. El valor
obtenido del gráfico para K se reemplaza en la fórmula 4-10
g
VVKhloc 2
)( 221 −
= (4-10)
Obteniéndose así la pérdida de carga en un ensanchamiento gradual.
Observando el gráfico de Gibson (Figura 4.4) se obtienen las siguientes conclusiones
a) Hay un ángulo óptimo de aproximadamente 8° para el cual la pérdida de carga es mínima.
b) Para un ángulo de aproximadamente 60° la pérdida de carga en la expansión gradual es
mayor que en la brusca.
Con el objeto de disminuir la pérdida de carga en un cambio de sección se puede recurrir a
una expansión curva.
En algunos casos se usa una expansión mixta o escalonada combinando una expansión
gradual y una brusca.
C. Contracción del conducto
La contracción puede ser también brusca o gradual. En general la contracción brusca produce
una pérdida de carga menor que el ensanchamiento brusco.
La contracción brusca significa que la corriente sufre en primer lugar una aceleración (de 0 a 1)
en la Figura 4.5 hasta llegar a una zona de máxima contracción que ocurre en la tubería de
D1 D2
1D 2D
157
Diseño de tuberíasCapítulo IV
menor diámetro. Se produce consecuentemente una zona de separación. Luego se inicia la
desaceleración (de 1 a 2) hasta que se restablece el movimiento uniforme.
Una contracción significa la transformación de energía de presión en energía de velocidad. La
mayor parte de la pérdida de carga se produce entre 1 y 2 (desaceleración). La energía
perdida entre 0 y 1 es proporcionalmente muy pequeña. La pérdida de energía entre 1 y 2 se
calcula con la expresión4-8
g
V
A
Ah loc 2
1
2
2
2
1
2 



−=
en la que 1A es el área de la sección transversal en la zona de máxima contracción y 2A es
el área de la tubería menor (aguas abajo). 2V es la velocidad media en la tubería de menor
diámetro (aguas abajo). La ecuación 4-8 puede adoptar la forma siguiente
g
V
cg
V
Ac
Ah
c c
loc 2
11
2
1
2
2
22
2
2
2
2 



−=



−= (4-11)
Siendo cc el coeficiente de contracción cuyos valores han sido determinados
experimentalmente por Weisbach (Tabla 4.2)
hloc2
V
g
2
1
D1 D2
L. E.
L. P.
2V
2 g
2
0 1 2
Figura 4.5 Contracción brusca
158
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
TABLA 4.2
COEFICIENTES DE WEISBACH PARA CONTRACCIONES BRUSCAS
Si K
cc
=



−
2
11 , entonces
g
VKhloc 2
2
2
= (4-12)
Si 12 / DD es cero esto significa que 2A es mucho menor que 1A y se interpreta como una
embocadura con bordes agudos )5,0( =K
Para el estrechamiento gradual la pérdida de carga es mínima, pues se reduce o casi elimina
la formación de vórtices, dado que el contorno sirve de guía o soporte a las líneas de corrientes.
Consideraremos que su valor es cero.
Según Idelchik el coeficiente K para la pérdida de carga en una contracción brusca se puede
calcular con la fórmula semiempírica








−=
2
1
21
2
1
D
DK (4-13)
1D es el diámetro de la tubería mayor (aguas arriba) y 2D es el diámetro de la tubería menor
(aguas abajo).
D. Cambio de dirección
Un cambio de dirección significa una alteración en la distribución de velocidades. Se producen
zonas de separación del escurrimiento y de sobrepresión en el lado exterior. El caso más
importante es el codo de 90°. La pérdida de carga es
[ ] 212 / DD 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 
cc 0,586 0,624 0,632 0,643 0,659 0,681 0,712 0,755 0,813 0,892 1 
159
Diseño de tuberíasCapítulo IV
g
Vhloc 2
9,0
2
 = (4-14)
Para el codo a 45° la pérdida de carga es
g
Vhloc 2
42,0
2
 = (4-15)
Para el codo de curvatura fuerte la pérdida de carga es
g
Vhloc 2
75,0
2
= (4-16)
Para el codo de curvatura suave la pérdida de carga es
g
Vhloc 2
6,0
2
 = (4-17)
E. Válvulas y Boquillas
Una válvula produce una pérdida de carga que depende del tipo de válvula y del grado de
abertura. Los principales valores de K son
Válvula globo (completamente abierta) 10
Válvula de compuerta (completamente abierta) 0,19
Válvula check (completamente abierta) 2,5
Los valores aquí señalados son meramente referenciales pues varían mucho con el diámetro
de la tubería y el grado de abertura. En una boquilla la pérdida de carga es
g
V
c
h S
v
loc 2
11
2
2 



−=
vc es el coeficiente de velocidad y SV es la velocidad de salida.
loch es la pérdida de carga en la boquilla.
160
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
TABLA 4.3
PERDIDAS DE CARGA LOCALES
ENTRADA
g
VK 
2
2
2 (V : velocidad media de la tubería)
Bordes Agudos K = 0,5
Bordes ligeramente redondeados K = 0,26
Bordes Acampanados K = 0,04
Bordes Entrantes K = 1
ENSANCHAMIENTO ( )
g
V
A
AK
g
VVK 
2
1
2
2
2
2
1
2
2
21 



−=
−
( 1V : velocidad aguas arriba; 2V : velocidad aguas abajo)
Brusco K = 1
Gradual Gráfico de Gibson
CONTRACCION g
VK
g
V
c
 
c 22
11
2
2
2
2
2
=−








( 2V : Velocidad aguas abajo)
Brusca Tabla de Weisbach
Gradual K = 0
CAMBIO DE DIRECCION g
VK 
2
2
(V : velocidad media)
Codo de 90º K = 0,90
Codo de 45º K = 0,42
Codo de curv. fuerte K = 0,75
Codo de curv. suave K = 0,60
VALVULAS (V : velocidad media)
Válvulas de globo (totalmente abierta) K = 10,0
Válvula de compuerta (totalmente abierta) K = 0,19
Válvula check (totalmente abierta) K = 2,5
161
Diseño de tuberíasCapítulo IV
Ejemplo 4.7 Calcular el gasto que escurre
en el sistema mostrado en la figura. La
tubería es de fierro fundido bastante oxidado.
El diámetro es de 10 cm . La temperatura del
agua es de 25 °C. La embocadura es con
bordes agudos.
Solución. De la ecuación de la energía se
obtiene
g
VK
g
VK
g
V
D
Lf 
222
7
2
2
2
1
2
++=
Por ser la embocadura con bordes agudos, 1K = 0,5 (ec. 4-5), 2K es igual a 1 por corresponder a la
entrega de una tubería en un depósito. (ec. 4-9). Sustituyendo
g
V
g
V
g
Vf 
22
5,0
21,0
67
222
++=
Operando,
5,160
142
+
=
f
gV
La rugosidad se obtiene de la Tabla 2.1. Luego,
015,0=
D
k
Si suponemos turbulencia plenamente desarrollada, se obtiene en el ábaco de Moody (Figura 4.2) que
f = 0,044
Con este valor de f , que es todavía tentativo por cuanto no sabemos si efectivamente hay turbulencia
plenamente desarrollada, se calcula la velocidad.
V = 5,76 m/s
Verificamos ahora el número de Reynolds. La viscosidad se obtiene de la Figura 1.8a o de la Tabla de
propiedades mecánicas del agua.
5104,6Re ×=
confirmándose así que la turbulencia está plenamente desarrollada. Esto significa, como sabemos, que
el valor de f es función exclusiva de la rugosidad relativa (es independiente del número de Reynolds).
Con el valor obtenido para la velocidad calculamos el gasto.
5 m
2 m
1 m
162
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Q = 45 l/s
A modo de verificación calculamos cada una de las pérdidas de carga
Embocadura
g
V, 
2
50
2
0,85 m
Continua
g
V
D
Lf
2
2
4,47 m
Entrega
g
V
2
2
1,69 m
Energía total 7,01 m
Ejemplo 4.8 En el sistema mostrado en la
figura, la bomba impulsa gasolina cuyo peso
específico relativo es 0,68. La gasolina debe
permanecer en el depósito con una carga
constante de 1,0 m. En el depósito la presión
manométrica es de 1,8 kg/cm2. A la salida de
la bomba el diámetro de la tubería es de 3” y
luego de una contracción gradual continúa
por medio de un codo de curvatura suave
de 2” hasta entregar al depósito. El
manómetro ubicado inmediatamente
después de la bomba indica 2 kg/cm2.
Calcular el gasto.
Solución. Planteamos la ecuación de la energía entre el punto 1 (ubicado inmediatamente después de
la bomba) y el punto 0 (ubicado en la superficie del líquido). La pérdida de carga en la contracción
gradual se desprecia.
g
V
g
VKz
γ
p
g
Vz
γ
p
g
V
 
2222
2
2
2
2
0
0
2
0
1
1
2
1 ++++=++
Por continuidad se tiene que,
2
1V = 0,1975
2
2V
Reemplazando se obtiene
94,1
2
402,1
2
=
g
V
1 m
B
0
1
163
Diseño de tuberíasCapítulo IV
Luego,
2V = 5,2 m/s
Q = 10,5 l/s
4.4 Sobre la consideración de las pérdidas de carga locales
En el ejemplo 4.7 se observa que las pérdidas de carga locales (por embocadura y por entrega)
representan el 36 % de la energía total. El 64 % restante corresponde a la pérdida de carga
continua. Este es un sistema en el que las pérdidas de carga locales son proporcionalmente
muy elevadas. Si la tubería tuviera una longitud bastante mayor, el valor de la pérdida de carga
continua crecería. Para una longitud muy grande podría darse el caso que las pérdidas de
carga locales sean despreciables.
Se dice que una tubería es larga cuando las pérdidas de carga locales pueden despreciarse
sin que resulte un error significativo en el resultado de los cálculos. Corresponde a valores
grandes de la relación entre la longitud L y el diámetro D ( DL ).
Se dice que una tubería es corta cuando las pérdidas de carga locales son importantes con
respecto a la energíatotal y por lo tanto no pueden despreciarse en los cálculos. Corresponde
a valores pequeños de la relación ( DL ).
A fin de examinar con algo de generalidad la importancia relativa de las pérdidas de carga
locales consideremos que en la figura del ejemplo 4.7 la longitud de la tubería es L , el
diámetro D y la energía H . Entonces,
g
V
K
g
V
K
g
V
D
Lf H
222
2
2
2
1
2
 ++=
Admitamos que 1K es 0,5, 2K es 1 y f = 0,024 (son valores escogidos arbitrariamente,
pero que se presentan frecuentemente. En este cálculo se usan a fin de poder establecer
comparaciones).
Reemplazando en la ecuación de la energía se obtiene,
g
V
D
LH
2
024,05,1
2
 


+=
Examinemos varias posibilidades
164
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
a) D
L
 = 100, luego
g
VH
2
9,3
2
1 =
Pero si despreciamos las pérdidas de carga locales, entonces
g
VH
2
4,2
2
2 =
La relación entre las velocidades calculadas, según que se desprecie o no, las pérdidas
de carga locales, sería
27,1
4,2
9,3
=
Luego el error en el cálculo de la velocidad sería del 27 %. Evidentemente esto significa
que al despreciar las pérdidas de carga locales la velocidad obtenida en los cálculos es
27 % mayor que la que se obtendría de haberlas considerado.
b) D
L
 = 1 000
Siguiendo el mismo procedimiento se encuentra que el error en el cálculo de la velocidad
sería del 3 %
c) D
L
 = 10 000
El error en el cálculo de la velocidad sería del 0,3 %
Los cálculos anteriores se expresan en el siguiente cuadro.
DL / (con loch ) (sin loch ) 12 /VV Error 
100 
1 000 
10 000 
1,5 + 2,4 
1,5 + 24 
1,5 + 240 
2,4 
24 
240 
1,27 
1,03 
1,003 
27 % 
3 % 
0,3 % 
165
Diseño de tuberíasCapítulo IV
Estos valores son sólo indicativos, pues no corresponden a un caso absolutamente general
(por ejemplo, 1K podría no ser 0,5). Sin embargo, el cuadro precedente ilustra claramente
para que orden de valores de DL el error es muy pequeño.
A continuación examinaremos otro procedimiento para apreciar la importancia relativa de las
pérdidas de carga locales.
En un sistema cualquiera las pérdidas de carga continuas se expresan en función de la
ecuación de Darcy, o su equivalente
L
D
Qf 5
2
 0827,0 (4-18)
Las pérdidas de carga locales usualmente corresponden a
∑ 2g
2
 
VK
que equivale a
 4
2
0827,0
D
QK∑
La pérdida total de energía es entonces la suma de ambas
 4
2
5
2
0827,00827,0
D
QKL
D
QfH ∑+=
La importancia relativa de cada uno de los dos términos del segundo miembro significa que la
tubería sea larga o corta. Transformando,
 4
2
082700827,0
D
QK,
D
LfH 

 ∑+=
Según lo expuesto en el capítulo III se tiene que se aceptamos un error del 20 % en la
estimación de la rugosidad k (lo que es perfectamente posible), esto representará un error
del 4 % en el cálculo del valor del coeficiente f de Darcy (lo que equivale al 2 % de error en
el cálculo de la velocidad).
De acá se desprende que la condición límite corresponde a
166
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
4 % de ∑= K,D
L f, 0827008270
∑= KD
L f ,040
Examinemos el mismo sistema anterior (∑ == y 024,05,1 fK ). Reemplazando se
obtiene,
=
D
L
 1 562,5
≈
D
L
 1 500
En lo sucesivo se considerará, para fines prácticos, que si
>
D
L
1 500 (4-19)
la tubería es larga y por lo tanto las pérdidas de carga locales son despreciables.
4.5 Pérdidas de carga locales (flujo laminar)
Por lo general en el flujo laminar las perdidas de carga locales son muy pequeñas comparadas
con las pérdidas de carga continuas.
Empecemos por examinar la pérdida de carga en un caso particular que es suceptible de
tratamiento analítico. Se trata de la pérdida de carga que ocurre en una expansión brusca
(ensanchamiento del conducto).
Tal como se mostró en la figura del ensanchamiento brusco, las dos ecuaciones fundamentales
para el cálculo son
lochzγ
p
g
V
γ
p
g
V
+++=+ 2
2
2
2
2
1
2
1
1 22
 αα
( ) ( )1 12 2 2 21 VVQApp ββρ −=−
167
Diseño de tuberíasCapítulo IV
α es el coeficiente de Coriolis, β es el coeficiente de Boussinesq, V es la velocidad
media, p es la presión, γ el peso específico del fluido, ρ su densidad, Q el gasto, A el
área de la sección transversal. Los subíndices 1 corresponden al tramo ubicado aguas arriba
y los subíndices 2 al tramo ubicado aguas abajo.
Para el flujo laminar consideramos
221 ==αα
3/421 == ββ
Haciendo las sustituciones y operando se llega finalmente a la expresión que da la pérdida de
carga local loch
( )( )
g
VVVVhloc 3
3 21 21 −−
= (4-20)
Esta expresión puede compararse con la obtenida para el flujo turbulento, ec. 4-7.
En el caso más general una pérdida de carga local está formada por dos componentes: a) la
pérdida de energía por rozamiento con el contorno, b) la pérdida de energía por disipación en
la formación de vórtices
vortrozloc hhh +=
Para el flujo laminar, (según ecuaciones de Darcy)
g
V
D
Lhroz 2Re
64 2
 =
que para longitud y diámetro constante equivale a
g
VAhroz 2Re
2
 =
La pérdida de carga por formación de vórtices se considera que es
g
VBhvort 2
2
 =
168
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
se tiene que
BAK +=
Re (4-21)
Naturalmente que si el flujo es turbulento
K → B
A y B son dos constantes.
4.6 Sistemas hidráulicos equivalentes
Se dice que dos sistemas hidráulicos son equivalentes cuando requieran la misma energía
para que circule en cada uno de ellos el mismo gasto. Lo que equivale a decir que dos
sistemas hidráulicos son equivalentes cuando el mismo gasto produce en ambos la misma
pérdida de carga.
Así por ejemplo, los dos sistemas mostrados en la figura son equivalentes
Siempre que los valores de la energía H y del gasto Q sean iguales en ambos sistemas.
Ejemplo 4.9 ¿Cuál es la longitud que debe tener una tubería de 0,10 m de diámetro 0,020 de coeficiente
f de Darcy para ser equivalente a otra tubería de 100 m de largo, del mismo diámetro y rugosidad, en
las que las pérdidas de cargas locales tienen un valor de ∑K = 2 ?
Solución. La pérdida de carga debe ser igual en ambos sistemas
∑+= g
VK
g
V 
D
Lf
g
V
D
Lf e 
222
222
H
Q
Q
H
169
Diseño de tuberíasCapítulo IV
2
2
2
+= 
D
Lf
g
V
D
Lf e 
Reemplazando los valores conocidos se obtiene eL = 110 m.
Ejemplo 4.10 Determinar el gasto que circula en el sistema mostrado en la figura. El diámetro de la
tubería es de 4”. Está hecha de fierro fundido, nuevo. La viscosidad del agua es 1,4x10-6 m2/s. Los
bordes de la entrada son ligeramente redondeados. El chorro descarga libremente a la atmósfera.
Verificar por el método de la tubería equivalente.
Solución. Aplicando el teorema de Bernoulli entre 0 y 1 y la ecuación de la energía entre 1 y 2 se
obtiene



+++=− 12
2 21
2
20 KKD
Lf
g
Vzz 
Reemplazando los valores conocidos y siguiendo el método general
V = 3,6 m/s Q = 0,029 m3/s ≈ 29 l/s
La longitud de tubería equivalente del mismo diámetro y rugosidad es 212,24 m.
Luego,
( ) m08,35
2
6,3
1016,0
24,2120254,0
2
 
g
h f ==
Con lo que queda verificado el problema.
H
0
1
5 m40 m
2
120 m 75 m
170
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
4.7 Tuberías en serie
Se dice que dos o más tuberías, de diferente diámetro y/o rugosidad, están en serie cuando
se hallan dispuestas una a continuación de la otra de modo que por ellas escurre el mismo
gasto.
En esta figura se presenta un caso particular de tuberías en serie. Corresponde a unsistema
formado por dos tramos que conecta dos estanques. La carga o energía disponible H debe
ser igual a la suma de todas las pérdidas de carga que ocurren en el sistema (continuas y
locales). Esta condición se expresa por la ecuación de la energía
∑++= lochg
V
D
Lf
g
V
D
Lf H
22
2
2
2
2
2
2
1
1
1
1 (4-22)
Los subíndices 1 corresponden al primer tramo, los subíndices 2 corresponden al segundo
tramo. Esta ecuación podría extenderse a cualquier número de tramos.
La ecuación de la energía junto con la de continuidad, constituyen las dos ecuaciones
fundamentales para resolver un sistema de tuberías en serie.
QQQ == 21
Para la resolución del sistema mostrado en la figura se presentan dos casos. El primero, que
es el más simple, tiene por incógnita la energía H . Son datos básicos los diámetros,
longitudes, rugosidades y el gasto. La solución es inmediata.
H
Q
L. E.
L. P.
1
2
1 Q2=
Figura 4.6 Tuberías en serie (dos tramos)
171
Diseño de tuberíasCapítulo IV
El segundo caso es más laborioso. La incógnita es el gasto. Los datos son la energía disponible
H , los diámetros, longitudes y rugosidades.
Hay varios métodos para resolver este problema. Uno podría ser suponer sucesivamente
valores para el gasto y verificar en cada caso si la suma de todas las pérdidas de carga es
igual a la energía disponible H . Con los valores obtenidos se hace un gráfico gasto-energía
y se determina para el valor de H , dato del problema, cual es el valor correspondiente de Q .
Otro método es el siguiente. Por medio de la ecuación de continuidad se expresa la ecuación
de la energía en función de una de las dos velocidades ( 1V ó 2V ). Conviene luego iniciar los
cálculos haciendo la siguiente suposición
fff == 21
Se debe entonces suponer un valor para f . Esto puede hacerse, aproximadamente, teniendo
en cuenta la Tabla 4.1 y/o las rugosidades relativas y luego obteniendo un valor para f por
observación del Diagrama de Moody, Figura 4.2 (se puede suponer inicialmente que la
turbulencia está plenamente desarrollada).
Con el valor supuesto para f se calcula las velocidades y luego los números de Reynolds
para cada tramo, y se determina con las rugosidades relativas los valores 1f y 2f .
Con estos valores obtenidos para el coeficiente de Darcy, se rehace el cálculo hallándose
nuevos valores para 1V , 2V , Re , 1f y 2f .
Si estos valores obtenidos para f son iguales a los dos últimos, esto significa que se ha
determinado los verdaderos valores de f y de las velocidades. Se puede entonces calcular el
gasto y cada una de las pérdidas de carga. Siempre se debe verificar la ecuación de la energía.
Puede darse también el caso de un sistema en serie que descarga a la atmósfera.
H
Q
L. E.
L. P.
1 2
1 Q2=
3
3Q=
Vs
Figura 4.7 Tuberías en serie (tres tramos)
172
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Se mantiene el concepto general. La energía disponible H es igual a la suma de todas las
pérdidas de carga continuas y locales, más la energía de velocidades correspondiente al
chorro final.
La otra ecuación fundamental es la invariabilidad del gasto.
QQQQ === 321
Si tuviéramos una tubería compuesta por varios tramos de diferente diámetro, el último de los
cuales descarga a la atmósfera con una velocidad SV (velocidad de salida), se demuestra
fácilmente que
∑
=




++
=
n
i i
S
i
i
S
i
ii
S
A
AK
A
A
D
Lf
HgV
1
2
2
2
2
2
 
 
 
1
 
(4-23)
el gasto es evidentemente
SS AVQ =
Ocurre a veces que en un sistema de tuberías en serie los tramos son tan largos que las
pérdidas de carga locales resultan insignificantes con respecto a las pérdidas de carga
continuas. En este caso se desprecian las pérdidas de carga locales.
Ejemplo 4.11 Dos estanques están conectados por una tubería que tiene 6” de diámetro en los primeros
6 m y 9” en los 15 m restantes. La embocadura es con bordes agudos y el cambio de sección es brusco.
La diferencia de nivel entre las superficies libres de ambos estanques es de 6 m. La tubería es de fierro
fundido, nuevo. La temperatura del agua es de 20 °C. Calcular el gasto. Calcular cada una de las
pérdidas de carga.
Solución. La ecuación de la energía es
( )
g
V
g
V
D
Lf
g
VV
g
V
D
Lf
g
V
 
22222
5,06
2
2
2
2
2
2
2
2
21
2
1
1
1
1
2
1 ++
−
++= (1)
De la ecuación de continuidad se obtiene 21 25,2 VV =
Reemplazando los valores conocidos,
( )
g
Vff 
2
62,6521,19909,56
2
2
21 ++= (2)
173
Diseño de tuberíasCapítulo IV
Por tratarse de una tubería de fierro fundido, que conduce agua podríamos suponer inicialmente
02,021 == ff . Se puede tener una idea aproximada de este valor calculando las rugosidades relativas
y observando el valor de f para turbulencia plenamente desarrollada. El objetivo de esta suposición
es obtener el orden de magnitud del valor 2V . Reemplazando se obtiene,
2V = 3,36 m/s
Lo que significa
1V = 7,56 m/s
Considerando que para 20 °C, la viscosidad cinemática es 10-6 m2/s.
Los números de Reynolds son,
1Re = 1,15x106 2Re = 7,7x105
y las rugosidades relativas,
1D
k
 = 0,0016 
2D
k
 = 0,0011
Para la rugosidad absoluta se ha tomado el valor 0,00025 m, según la Tabla 2.1 o la 4.4.
Del diagrama de Moody (Figura 4.2) se obtiene el valor de f
1f = 0,022 2f = 0,0205
Estos valores difieren ligeramente del que habíamos supuesto (0,02). Usando estos valores calculamos
un nuevo valor para las velocidades en (2)
1V = 7,42 m/s 2V = 3,3 m/s
Luego se calculan los números de Reynolds y los valores de f . Se obtienen valores iguales a los
supuestos. Por lo tanto,
== 11VAQ 135 l/s
Verificación de la ecuación de la energía
==
g
Vh loc 2
5,0
2
1 1,40 m
==
g
V
D
Lf h f 2
2
1
1
1
11
2,43 m
174
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
( )
=
−
=
g
VVhloc 2
2
21 0,87 m
==
g
V
D
Lf h f 2
2
2
2
2
22
0,75 m
=
g
V
 2
2
2 0,56 (Energía total: 6,01 m)
Con lo que queda verificada la ecuación (1). Obsérvese que en este caso las tuberías son relativamente
cortas. La importancia de las pérdidas de carga locales es grande. Constituyen el 47 % de la energía
total.
4.8 Tubería sobre la línea de gradiente. Sifón. Cavitación
Siempre que la tubería queda por encima de la línea de gradiente (línea piezométrica) hay
presión negativa.
En la figura se observa un estrechamiento
en la tubería. Se produce aumento de la
velocidad y por consiguiente debe haber
disminución de la presión. Si el
estrechamiento es muy grande, como el
mostrado en la figura, la línea de gradiente
queda por debajo de la tubería y se produce
presión negativa.
En la Figura 4.8 se observa una tubería que une dos estanques y que por alguna razón, que
podría ser de tipo topográfico, tiene un tramo alto que queda sobre la línea de gradiente. A
este sistema hidráulico se le denomina sifón. H es la carga.
La línea de gradiente está representada aproximadamente por la línea recta que une las
superficies libres de los estanques (en realidad la línea de gradiente no es recta, pues la
tubería no lo es).
Todo el tramo de la tubería que está sobre la línea de gradiente tiene presión negativa. En los
puntos de intersección entre la línea de gradiente y la tubería la presión es cero.
Debe tenerse presente que hablamos de presiones relativas. Por lo tanto “presión cero” significa
“presión atmosférica” y “presión negativa” significa “presión menor que la atmosférica”.
L. P.
175
Diseño de tuberíasCapítulo IV
En el tramo de tubería en el que la presión es menor que la atmosférica se liberaal aire
contenido en el agua y si la velocidad
no es suficientemente grande el aire
queda retenido en la parte superior de
la tubería impidiendo la normal
circulación del agua.
Si la presión disminuye mucho aparece vapor de agua y el problema se agrava. Por lo tanto un
sifón debe diseñarse de modo que la presión esté siempre por encima de la correspondiente
a la formación de vapor a la temperatura del agua.
Para el cálculo del sifón se aplica la ecuación de la energía entre A y C (Figura 4.8).
Considerando en este caso para mayor facilidad de cálculo presiones absolutas, se tiene
ACf
hzp
g
V
+++=++
γ 
2
2
033,100
siendo,
V : velocidad media en la tubería
H
A
B
D
C
z
p = 0
= 0p
Figura 4.8 Esquema de un sifón
176
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
γ
p
: altura correspondiente a la presión absoluta
z : sobreelevación del eje de la tubería en su punto más alto, con respecto al nivel de la
superficie libre en el reservorio de alimentación
ACf
h : pérdidas de carga entre A y C (continuas y locales según el caso)
El máximo valor de z depende del valor que se admite para la presión absoluta en C. A fin de
evitar la discontinuidad en el escurrimiento por desprendimiento de vapor, esta presión no
debe ser inferior a la de vaporización del fluido a la temperatura de operación del sistema. En
C se debe tener un valor de la velocidad que sea lo suficientemente alto como para arrastrar
las burbujas de aire.
Se debe procurar que en el tramo ascendente de la tubería las pérdidas de carga sean mínimas.
Si hubiera que instalar una válvula de control debe hacerse en el tramo descendente.
Se denomina cavitación al fenómeno de formación y desaparición rápida de burbujas
(cavidades) de vapor en el seno del líquido. Las burbujas se forman en las zonas de reducción
de presión. Al ser conducidas a zonas de mayor presión explotan provocando un ruido
característico.
En un sistema hidráulico debe evitarse la aparición de cavitación por las siguientes razones
a) La cavitación significa una discontinuidad en el escurrimiento y por lo tanto una reducción
de la eficiencia de conducción.
b) La cavitación significa inestabilidad en el escurrimiento y puede dar lugar a ruido o
vibraciones.
c) La ruptura de las burbujas produce tensiones muy fuertes que pueden conducir a la falla
estructural de la tubería.
La posibilidad de cavitación se describe por medio de un parámetro adimensional denominado
Parámetro de Cavitación
22 /Vρ
pp v
 
−
(4-24)
p es la presión absoluta en el punto considerado, vp es la presión absoluta de vaporización
del líquido a la temperatura existente, ρ es la densidad del líquido y V es la velocidad
media.
Se observa que el Parámetro de Cavitación es una forma del Número de Euler.
177
Diseño de tuberíasCapítulo IV
La presión absoluta de vaporización varía, como es sabido, con la temperatura. Hay curvas y
gráficos que expresan la presión absoluta de vaporización en función de la temperatura. Sin
embargo debe tenerse en cuenta que el agua contiene impurezas, sales, que obligan a aceptar
valores prácticos diferentes. Para temperaturas normales se acepta que la presión absoluta
de vaporización del agua es el orden de 0,2 a 0,3 kg/cm2.
Ejemplo 4.12 Dos estanques A y B (Figura 4.8) están conectados por una tubería que pasa por un
punto C, ubicado por encima de la superficie libre del estanque A. Calcular la máxima elevación que
puede tener el punto C de modo que la presión absoluta en el punto C sea el equivalente a 2,4 m de
columna de agua (esta condición es impuesta a fin de evitar la cavitación). La longitud total de la
tubería es de 1 000 m. La longitud entre A y C es 400 m. La diferencia de nivel entre ambos estanques
es 15 m. El diámetro de la tubería es 0,4 m. Considerar que el coeficiente f de Darcy es 0,04. Calcular
además el gasto.
Solución. Se aplica la ecuación de la energía entre A y B (despreciando las pérdidas de carga locales
por se tubería larga). Se obtiene V = 1,71 m/s.
Luego aplicamos la ecuación de la energía entre A y C
g
V
D
Lfzp
g
V
 
 
AC
 
 22
0
22
+++=
γ
Reemplazando,
z = 1,78 m
La máxima elevación que puede tener la tubería en el punto C es 1,78 m, con respecto a la superficie
libre del estanque A.
El gasto es Q = 215 l/s
4.9 Tubería con boquilla convergente final
Si al final de una tubería se coloca una boquilla tronco-cónica convergente disminuye el
gasto, pero aumenta la potencia del chorro.
La pérdida de carga en la boquilla viene dada por
g
V
c
h S
v
loc
 
 
2
11
2
2 



−= (4-25)
178
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
vc : es el coeficiente de velocidad propia de la boquilla
SV : es la velocidad de salida del chorro
Para el sistema mostrado en la figura la ecuación de la energía es
g
V
g
V
cg
V
D
Lf
g
VKH
 
S
 
S 
v 
 
 
 
22
11
22
22
2
22
+



−++= (4-26)
Esta ecuación se resuelve combinándola
con la de continuidad
SS VAVA =
Los subíndices corresponden a la salida.
La potencia del chorro es
g
VQPot S
 
 
2
2
γ= (4-27)
Ejemplo 4.13 De un estanque sale una tubería de 1,20 m de diámetro y de 840 m de longitud. La tubería
es de fierro forjado y termina en una boquilla que reduce el diámetro a la mitad. La energía disponible
es de 40 m. Calcular y comparar la potencia generada por el chorro con boquilla y sin ella. El coeficiente
de velocidad en la boquilla es 0,9. La temperatura del agua es 10 °C. La embocadura es ligeramente
redondeada ( K = 0,2).
Figura 4.9 Tubería con boquilla convergente final
H
L. E.
L. P.
g2
2
sV
D DS
179
Diseño de tuberíasCapítulo IV
Solución. Examinemos en primer lugar las condiciones cuando la descarga se produce sin boquilla.
g
V
g
V
D
Lf
g
VKH
 
 
 
 
222
222
++=
Reemplazando los valores conocidos
f
gV
7002,1
240
+
×
=
La rugosidad relativa es 0,00004. Se obtiene finalmente
f = 0,010
V = 9,78 m/s
Q = 11,06 m3/s
La potencia del chorro es
m/s-kg0297353
2
78906110001
2
22
 , 
g
, , 
g
VQγPot
 
 === ××
Pot = 710 HP
Si la descarga se produce con boquilla, entonces
g
V
g
V
cg
V
D
Lf
g
VKH
 
S
 
S
 
v 
 
 
 
22
11
22
22
2
22
+



−++=
Por la ecuación de continuidad
VV S 4=
Reemplazando los valores conocidos se obtiene
f
gV
70088,19
240
+
×
=
encontrándose finalmente
f = 0,011
V = 5,33 m/s
180
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
SV = 21,32 m/s
Q = 6,03 m3/s
Pot = 1 840 HP
Concluimos así que al colocar la boquilla la potencia del chorro es 2,59 veces mayor, pero el gasto se
reduce al 54,5 %
4.10 Máquinas hidráulicas. Suministro por bombeo
Las máquinas hidráulicas son de dos tipos: bombas y turbinas. Las bombas aportan energía.
Las turbinas absorben, toman, energía. Las bombas están accionadas por un motor. Las
turbinas están accionadas por la fuerza de la corriente líquida.
La presencia de una bomba significa una elevación de la línea de energía.
El aumento E∆ en la energía de
la corriente depende del gasto, del
peso específico del fluido y de la
potencia
Q
PotE
 γ
=∆ (4-28)
( 1E es la energía inmediatamente
antes de la bomba y 2E es la
energía inmediatamente
después).
Para el caso de una turbina cambia el signo de la expresión anterior. Vale decir que en una
turbina se usa la energía de la corriente para producir potencia. Se aprovecha la energía de
elevación para obtener energía mecánica.
Si de un estanque sale una tubería que descarga por medio de un chorro libre, este chorro
tieneuna potencia que es aprovechable. La potencia es un trabajo por unidad de tiempo. La
altura de velocidad del chorro, obtenida a partir de su velocidad de salida SV , es un trabajo por
unidad de peso del fluido. Luego la potencia del chorro, tal como lo vimos en el apartado
anterior, es igual al producto del gasto por el peso específico del fluido y por la altura de
velocidad.
g
VQPot S
 
 
2
2
γ=
E 1
L. E.
Tubería
2E
∆ E
B
Figura 4.10 Presencia de una bomba
181
Diseño de tuberíasCapítulo IV
Se llama rendimiento de una bomba a la relación entre la energía útil aportada a la corriente y
la energía que acciona la bomba.
La eficiencia de una turbina es la relación entre la energía útil que se obtiene y la energía
tomada de la corriente.
Esquema genérico de un suministro por bombeo
En la Figura 4.11 se presenta esquemáticamente el caso más general de un suministro por
bombeo de M a N. B representa una bomba. En M el líquido está confinado y sometido a una
presión 0p . El tramo 0-1 (M-B) se denomina de aspiración (succión). El tramo 2-3 (B-N) se
denomina de impulsión. Las alturas correspondientes se llaman de succión y de impulsión.
En la Figura 4.11 el líquido descarga por medio de un pitón (boquilla) en un recipiente N, que
está a presión.
Si aplicamos la ecuación de la energía a la tubería de succión entre 0 y 1 se obtiene
∑
−
+++=
10
1
2
1
1
0
2 fS 
 hHp
g
Vp
γ
α
γ
HS
iH
B
0
21
0p
3
p 3
M
N
Figura 4.11 Esquema genérico de un suministro por bombeo
182
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
El último término representa la suma de las pérdidas de carga (continuas y locales, según el
caso) entre 0 y 1. La presión 1p debe ser lo suficientemente grande como para que no se
produzca cavitación en la bomba.
De modo similar se aplica la ecuación de la energía a la tubería de impulsión entre 2 y 3.
Obsérvese que el diámetro de ambas tuberías, succión e impulsión, no es necesariamente
igual (ver ejemplo 4.14).
∑
−
+++=+
32
3
2
3
3
2
2
2
2
22 fi 
 
 
 hHp
g
V
g
Vp
γ
αα
γ
La energía suministrada por la bomba debe ser ( )12 EE −




+−



+==∆
g
Vp
g
VpHE bomba
 
 
 
 
22
2
1
1
1
2
2
2
2 α
γ
α
γ
o bien,



−−−+++=∆ ∑∑
−− 10
0
32
2
3
3
3
2 fSf 
 i hH
ph
g
VpHE
γ
α
γ
∑
−
++
−
++=∆
30
2
3
3
03
2 f 
 iS hg
VppHHE α
γ (4-29)
Si los recipientes M y N estuvieran en contacto con la atmósfera ( )030 == pp
La ecuación anterior se reduce a
∑
−
+++=∆
30
2
3
3 2 f 
 iS hg
VHHE α (4-30)
Esta expresión representa la energía que debe suministrar la bomba. Evidentemente que E∆
es la energía necesaria para establecer el flujo.
La potencia teórica de la bomba en HP debe ser
76
EQPot ∆= γ (HP) (4-31)
183
Diseño de tuberíasCapítulo IV
Si introducimos el coeficiente η de eficiencia de la bomba entonces la potencia real es
76 
 
η
γ EQPot ∆= (4-32)
Ejemplo 4.14 De acuerdo a la figura ¿qué potencia debe tener la bomba para elevar 70 l/s?. Las tuberías
son de fierro fundido, nuevas. El fluido es agua con una viscosidad de 1,4x10-6 m2/s. No considerar
pérdidas de carga locales. La eficiencia de la bomba es 0,8. Hallar la presión a la entrada y salida de la
bomba.
Solución. En primer lugar calculamos las velocidades en cada una de las tuberías, designándolas por
el subíndice que corresponde al diámetro.
8V = 2,16 m/s 6V = 3,84 m/s
y luego los números de Reynolds respectivos
8Re = 3,14x105 6Re = 4,18x105
Las rugosidades relativas son
0,0012 0,0016
En el diagrama de Moody se encuentran los valores del coeficiente f de Darcy.
8f = 0,021 6f = 0,023
Se puede entonces calcular la pérdida de carga en cada tramo
B
3,0 m
0 m
33,0 m
D = 8"
L = 300 m
= 600 mL
D = 6"
184
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
8f
h = 7,38 m 
6f
h = 68,12 m
La energía que debe suministrar la bomba es (ec. 4-30)
m25,106
2
30
2
6
68
 
g
VhhE
 
ff =+++=
(no se ha considerado pérdidas de carga locales).
La potencia teórica es ( )EH ∆=
76
HQ Pot γ= = 97,86 HP
La potencia efectiva es 122,3 HP
La presión a la entrada de la bomba ( Ep ) se obtiene aplicando la ecuación de la energía
8
2
8
0
0
2
0
22 fE
E hzp
g
Vzp
g
V
+++=++
γγ
Reemplazando,
0 + 0 + 3 = 0,24 + γ
Ep + 0 + 7,38
Se llega finalmente a
γ
Ep = - 4,62 m (- 0,46 kg/cm2)
La presión a la salida de la bomba ( Sp ) es
Ep
g
Vp
g
V S
 
 
E
 
 ∆−+=+
γγ 22
2
6
2
8
0,24 - 4,62 = 0,75 + γ
Sp - 106,25
γ
Sp = 101,12 m (10,11 kg/cm2)
Obsérvese que en el tramo de succión (8”) el diámetro es mayor que en el de impulsión (6”). De esta
manera se evita presiones negativas excesivas a la entrada de la bomba.
185
Diseño de tuberíasCapítulo IV
TABLA 4.4
VALORES DE LA RUGOSIDAD ABSOLUTA k
Los valores anteriores se refieren a conductos nuevos o usados, según el caso. Por su propia
naturaleza son valores aproximados. Su determinación se ha hecho por métodos indirectos.
En el caso de tuberías es importante la influencia de las uniones o empalmes. En el concreto
el acabado puede ser de naturaleza muy variada y a veces ocurren valores mayores o menores
a los presentados en esta tabla.
La variación de estos valores con el tiempo puede ser muy grande. (Esta tabla es igual a la
Tabla 2.1).
MATERIAL k (m) 
Tubos muy lisos sin costura (vidrio, cobre, acero 
nuevo con superficie pintada, plástico, etc.) 
Fierro forjado 
Acero rolado nuevo 
Acero laminado, nuevo 
Fierro fundido, nuevo 
Fierro galvanizado 
Fierro fundido, asfaltado 
Fierro fundido oxidado 
Acero remachado 
 
Asbesto cemento, nuevo 
Concreto centrifugado nuevo 
Concreto muy bien terminado, a mano 
Concreto liso 
Concreto bien acabado, usado 
Concreto sin acabado especial 
Concreto rugoso 
 
Duelas de madera 
 
1,5 x 10-6 
4,5 x 10-5 
5 x 10-5 
4 x 10-5 – 10-4 
2,5 x 10-4 
1,5 x 10-4 
1,2 x 10-4 
1 x 10-3 – 1,5 x 10-3 
0,9 x 10-4 – 0,9 x 10-3 
 
2,5 x 10-5 
1,6 x 10-4 
10-5 
2,5 x 10-5 
2 x 10-4 – 3 x 10-4 
10-3 – 3 x 10-3 
10-2 
 
1,8x10-4 – 9 x 10-4 
 
186
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
PROBLEMAS PROPUESTOS
(Capítulo IV)
1. Calcular el diámetro que debe tener una tubería de acero rolado para conducir 1 500 l/s, de
aceite cuya viscosidad es 1 poise (peso específico 910 kg/m3). El acero es nuevo.
La pérdida de carga por fricción es de 1 m por cada 100 m de tubería
2. En el tanque mostrado en la figura hay un líquido cuyo peso específico es de 900 kg/m3. Está
sometido a una presión de 0,12 kg/cm2.
Descarga por medio de la tubería
mostrada, que tiene 4 cm de diámetro y
es muy lisa, de cobre. Determinar la
viscosidad del líquido sabiendo que el
gasto es de 4 l/s. La embocadura es
perfectamente redondeada, por lo que
puede despreciarse la pérdida de carga
local. La carga H es 0,90 m y la
longitud L es 8 m.
3. El sistema mostrado en la figura
descarga agua a la atmósfera.
Calcular el gasto. La embocadura es
con bordes agudos. La tubería de 6
cm de diámetro es de fierro fundido
nuevo. La temperatura del agua es
de 20 °C.
4. Calcular el gasto en el problema 3 si se coloca en la tubería una válvula de globo completamente
abierta.
5. Calcular cual debe ser el valor de la carga H en el sistema mostrado en la figura para que el
gasto sea de 10 l/s. La tubería es de fierro forjado, de3” de diámetro. La longitud total es de 75 m.
La viscosidad del aceite es 0,1 poise y su peso específico relativo es 0,9. La entrada es con bordes
agudos. El codo es a 90°. Calcular cada una de las pérdidas de carga.
H
p
L
100 m
80 m
0
1
2
187
Diseño de tuberíasCapítulo IV
( k = 4,5 x 10-5 m)
6. Se tiene una tubería de fierro fundido, asfaltado, de 6” de diámetro y 80 m de largo. La tubería
arranca de un estanque cuya superficie libre está 5 m por encima del punto de descarga de la
tubería. A lo largo de la tubería hay dos codos standard de 90° y una válvula de globo
completamente abierta. La embocadura es con bordes agudos. Calcular el gasto. Considérese
que la viscosidad cinemática del agua es 10-6 m2/s.
7. La pérdida de presión p∆ debida a una válvula, codo o cualquier otra obstrucción en una
tubería depende de la forma de la obstrucción, del diámetro D de la tubería, de la velocidad
media V del escurrimiento, de la densidad ρ del fluido y de su viscosidad dinámica µ .
Determinar la forma más general de una ecuación, dimensionalmente homogénea para obtener
p∆ . ¿Qué forma particular tomaría esta ecuación cuando la viscosidad es despreciable?.
8. En el tanque mostrado en la figura del problema 2, hay un líquido cuyo peso específico es de
750 kg/m3. Está sometido a una presión de 0,04 kg/cm2. Descarga por medio de la tubería
mostrada que tiene 4 cm de diámetro y es muy lisa, de cobre. Determinar la viscosidad del
líquido sabiendo que el gasto es de 1 l/s. La embocadura es perfectamente redondeada, por lo
que puede despreciarse la pérdida de carga local. La carga H es 0,30 m y la longitud L es 20 m.
9. Se tiene una tubería de fierro fundido de 6” de diámetro y 80 m de largo. La tubería arranca de
un estanque que tiene 5 m de carga con respecto al punto de desague. A lo largo de la tubería
hay 2 codos standard de 90° y una válvula ( K = 10). La embocadura es con bordes agudos.
Calcular el gasto (T = 20 °C).
10. Dos estanques cuya diferencia de nivel es de 25 m están unidos por una tubería de 6” de diámetro
y 1 550 m de longitud (asbesto - cemento, nuevo). La viscosidad del agua es 10-6 m2/s. Calcular el
gasto.
11. ¿Cuál es la diferencia de nivel que debería existir entre los dos estanques del problema anterior
para que el gasto sea de 50 l/s?.
H
188
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
12. Dos estanques están conectados por una tubería de 12” de diámetro y 915 m de largo. La
diferencia de nivel entre ambos estanques es de 24,5 m. A una distancia de 300 m del primer
estanque se ha colocado en la tubería una válvula de 3” que descarga libremente a la atmósfera.
Esta válvula está 15 m debajo del nivel del estanque. Para los efectos de este problema se puede
considerar a la válvula como un orificio circular de coeficiente de descarga igual a 0,95.
Considerando que el coeficiente f de fricción es constante e igual a 0,032. Calcular el gasto:
a) cuando la válvula está cerrada, b) cuando la válvula está abierta.
13. Dos reservorios están conectados por una tubería de fierro galvanizado que tiene 6” en los
primeros 15 m y 8” de diámetro en los siguientes 25,1 m. La embocadura es con bordes ligeramente
redondeados y el cambio de sección es brusco. Calcular cual debe ser la diferencia de nivel
entre las superficies libres de ambos reservorios para que el gasto sea de 123,5 l/s. Dibujar la
línea de energía y la línea de gradiente hidráulica, calculando previamente cada una de las
pérdidas de carga. La viscosidad cinemática del agua es 1,3x10-6 m2/s.
14. Dos estanques tienen una diferencia de nivel de 34,7 m. El primer tramo de la tubería que los
une tiene 3” de diámetro y 100 m de longitud. Calcular que longitud debe tener el segundo
tramo, cuyo diámetro es de 2”, para que el gasto sea 8 l/s. La embocadura es acampanada ( K =
0,04). La transición es gradual. La temperatura es de 20 °C. La tubería es de fierro forjado.
15. Dos estanques están unidos por una tubería de fierro galvanizado que tiene 6” de diámetro en
los primeros 15 m y 8” de diámetro en los siguientes 20 m. La embocadura es con bordes
ligeramente redondeados y el cambio de sección es brusco. La diferencia de nivel entre las
superficies libres de ambos estanques es de 8 m. La viscosidad del agua es de 1,3x10-6 m2/s.
Calcular el gasto y cada una de las pérdidas de carga. Dibujar la línea de gradiente hidráulica.
16. Dos estanques están conectados por una tubería cuyo diámetro es de 6” en los primeros 20 pies
y de 9” en los otros 50 pies. La embocadura es con bordes agudos. El cambio de sección es
brusco. La diferencia de nivel entre las superficies libres de ambos estanques es de 20 pies.
Calcular cada una de las pérdidas de carga y el gasto. Considerar f = 0,04 en ambas tuberías.
17. Dos reservorios cuya diferencia de nivel es de 6 m están unidos por una tubería de acero
remachado nuevo, que tiene un primer tramo de 80 m de largo y 6” de diámetro. El segundo
tramo, unido al primero por una expansión gradual (10°) tiene 120 m de largo y 8” de diámetro.
La embocadura es con bordes ligeramente redondeados. En el segundo tramo se ha colocado
una válvula. Calcular para que valor de K , de la válvula, el gasto queda reducido al 90 % (del
que existiría en ausencia de la válvula). La temperatura del agua es de 15 °C.
189
Diseño de tuberíasCapítulo IV
18. Dos estanques están conectados por una tubería que tiene 6” de diámetro en los primeros 25 m
y 8” en los 40 m restantes. La embocadura es perfectamente redondeada. El cambio de sección
es brusco. La diferencia de nivel entre ambos estanques es de 20 m. Las tuberías son de fierro
fundido, nuevo. La temperatura del agua es de 20 °C. Calcular el gasto, y cada una de las
pérdidas de carga. Dibujar la línea de energía y la línea piezométrica.
19. Dos estanques estan conectados por una tubería que tiene 8” de diámetro en los primeros 20 m
y 6” en los 30 m restantes. La embocadura es ligeramente redondeada. El cambio de sección es
brusco. La diferencia de nivel entre ambos estanques es de 15 m. La tubería es de fierro fundido.
La temperatura del agua es de 20 °C. Calcular el gasto. Dibujar la línea de energía y la línea
piezométrica.
20. De un estanque sale una tubería de 2 400 m de largo y 18” de diámetro. Descarga libremente a
la atmósfera 350 l/s. La carga es de 40 m. Calcular el coeficiente f de Darcy.
Si a la tubería se le adiciona una boquilla tronco cónica convergente, en la que suponemos que
la pérdida de carga es despreciable, determinar cual debe ser el diámetro de la boquilla para que
la potencia del chorro sea máxima. Calcular la potencia.
21. Calcular el gasto para el sifón mostrado en la figura. El diámetro de la tubería es 0,20 m, su
rugosidad es de 1,5x10-4 m, la viscosidad es de 10-6 m2/s.
D
3,0 m
3,0 m
4,0 m
7,0 m
D1,5
10°
8,0 m
190
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
22. En el sistema mostrado en la figura circulan 60 l/s. La bomba tiene una potencia de 10 HP. La
eficiencia de la bomba es 0,85. La presión manométrica inmediatamente antes de la bomba es
de 0,06 kg/cm2. Determinar cual es la energía disponible inmediatamente después de la bomba.
El agua está a 20 °C. Dibujar la línea de energía y la línea piezométrica. Calcular la longitud de
cada uno de los tramos.
23. Calcular la potencia que debe tener la bomba, cuya eficiencia es del 80 % para bombear 15 l/s.
La succión se efectúa por medio de la válvula de pie mostrada en la figura ( K = 0,8). Hay una
válvula check ( K = 2) y una válvula de compuerta ( K = 17). El codo es de curvatura suave. La
tubería es de 4” de diámetro. Es de fierro galvanizado. La viscosidad del agua es 10-6 m2/s.
B
22,0 m
10,0 m
D = 4"
Fierro fundido, nuevo
= 4"D
50 m
250 m
90,0 m
B11,5 m
10,0 m
1,5 m
191
Diseño de tuberíasCapítulo IV
24. Si no existiera la bomba circularían 150 l/s en el sistema mostrado en la figura. Calcular la
potencia teórica requerida en HP de la bomba para mantener el mismo gasto, pero en dirección
contraria.
25. Una tubería conduce 200 litros por minuto de aceite. La longitud es de 2 km y el diámetro de
0,18 m. El peso específico relativo del aceite es 0,9 y su viscosidad 4x10-3 kg-s/m2. Si la
potencia se mantiene constante se pregunta cual es la variación en el caudal.
B
D = 12"
L = 300 m
= 600 mL
D = 12"
12 m
193
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
CAPITULO V
DISEÑO DE CONDUCCIONES Y REDES
5.1 Tuberías en paralelo
Sea una tubería AD como la mostrada en la Figura 5.1. En el punto B esta tubería se ramifica.
Se produce una bifurcación, dando lugar a los ramales BMC y BNC, los que concurren en el
punto C. La tubería continúa a lo largo de CD.
Figura 5.1 Sistema de tuberías en paralelo
Se dice que las tuberías BMC y BNC están en paralelo. Ambas tienen en su origen (B) la
misma energía. Lo mismo ocurre con su extremo (C) en el que ambas tienen la misma
energía. Se cumple entonces el siguiente principio
Energía disponible para BMC = Energía disponible para BNC
La diferencia de energía entre B y C es la energía disponible. La energía disponible determina,
de acuerdo a la naturaleza del contorno y del fluido, las características del escurrimiento. La
A B C D
M
N
194
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
energía disponible se transforma en energía de velocidad, de presión y elevación. En un
conducto horizontal muy largo con velocidad relativamente pequeña se puede considerar que
la energía disponible da lugar íntegramente a la pérdida de carga continua. Nótese que la
ramificación puede ser en la forma de dos o más tuberías, cada una de las cuales tiene su
propio diámetro, longitud y rugosidad.
A modo de ilustración se ha efectuado el trazo de la línea de gradiente hidráulica (L. P.) para
el sistema mostrado en la Figura 5.2
Figura 5.2 Línea piezométrica en un sistema en paralelo
Como las tuberías en paralelo se caracterizan por tener la misma energía disponible se producirá
en cada una de ellas la misma pérdida de carga.
Sea una representación esquemática de varias tuberías en paralelo
Figura 5.3 Varias tuberías en paralelo
Se cumplirá que
BCffffff
hhhhhh =====
54321 (5-1)
A B C D
1
2
3
4
5
hf
A B C D
B - C
L. P.
195
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
fh representa la pérdida de carga en cada uno de los tramos.
La suma de los gastos parciales de cada una de las tuberías es igual al gasto total Q de la
tubería AB (y de la tubería CD).
54321 QQQQQQ ++++= (5-2)
La ecuación de continuidad debe verificarse para el nudo B y para el nudo C.
Para el cálculo de tuberías en paralelo se presentan básicamente dos casos. En ambos
suponemos conocidas las características de las tuberías, diámetro, longitud y rugosidad, así
como las propiedades del fluido.
1. Se conoce la energía disponible fh entre B y C y se trata de calcular el gasto en cada
ramal.
2. Se conoce el gasto total Q y se trata de determinar su distribución y la pérdida de
carga.
El primero corresponde al caso general de cálculo de tuberías. Se puede proceder, por ejemplo,
con la ecuación de Darcy o con cualquier otra, al cálculo del gasto en cada ramal. Se
recomienda el siguiente procedimiento
Combinando las ecuaciones de Darcy y continuidad ( VAQ = ) se obtiene
2
50827,0 QD
Lfhf
 
= (5-3)
expresión en la que,
fh : pérdida de carga en el tramo considerado
f : coeficiente de Darcy
L : longitud del tramo considerado
D : diámetro de la tubería
Q : gasto
de la que obtenemos inmediatamente
2
15
477,3 
 
fhLf
DQ = (5-4)
Para una tubería dada los valores del diámetro y la longitud son constantes. En muchos
casos se puede considerar que f también es constante, por lo menos para un determinado
196
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
rango de velocidades. Luego,
2
1 
 fhKQ = (5-5)
A esta ecuación la denominaremos “ecuación de descarga de la tubería”. En ella
 
 Lf
DK
5
477,3= (5-6)
si usamos la ecuación de Darcy.
Aplicando la ecuación de descarga 5-5 a cada ramal se obtiene el gasto respectivo.
La ecuación 5-5 es un caso particular de una ecuación general que toma la forma
x
fKhQ = (5-7)
en donde los valores de K y de x dependen de la ecuación utilizada. Podrían fácilmente
obtenerse los valores de K y de x para la ecuación de Chezy, ya estudiada. Posteriormente
se obtendrán, por ejemplo, para la ecuación de Hazen y Williams.
Para el segundo caso se empieza por aplicar la ecuación de descarga a ambos ramales y se
obtiene así la relación entre 1Q y 2Q . Combinando con la ecuación de continuidad se obtiene
un sistema de dos ecuaciones con dos incógnitas. Se halla así los gastos parciales.
Otro método consiste en plantear las ecuaciones de descarga para cada ramal y luego sumarlas
∑ =QhK xfi (5-8)
Esta ecuación permite la resolución inmediata del sistema, pues fh o Q es un dato.
Hay un sistema de conducción que se
caracteriza porque se produce una
ramificación, pero los ramales no
concurren en un punto. Este sistema
puede tener un caso particular: que en
las bocas de descarga de los ramales la
energía sea la misma. Este sistema se
considera como un sistema de tubería en
paralelo.
Figura 5.4 Tubería ramificada
A B
E 1
2E
3E
1 2 3E = E = E
197
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
Ejemplo 5.1 Para un sistema de dos tuberías en paralelo se dispone de los siguientes datos
1L = 1 000 m 2L = 750 m
1D = 16’’ 2D = 12’’
1f = 0,018 2f = 0,018
El gasto total es de 100 l/s. Calcular el gasto en cada una de las tuberías.
Solución. Por ser tuberías en paralelo la pérdida de carga debe ser la misma en ambas. Aplicamos la
ecuación 5-3
2
25
2
222
15
1
11 0827008270 Q
D
Lf,Q
D
Lf, =
de donde,
16,3
12
16
1000
750 5
5
2
1
1
2
2
2
2
1
=


=



=
D
D
L
L
Q
Q
Se llega así a un sistema de dos ecuaciones con dos incógnitas
21 78,1 QQ = 1,021 =+QQ
Obteniéndose finalmente
2Q = 36 l/s 1Q = 64 l/s
El método alternativo de solución consiste en aplicar a cada ramal la ecuación de descarga 5-4
2
15
477,3 f hLf
DQ
 
=
obteniéndose
2
1
0863,01 f hQ = 2
1
0485,02 f hQ =
sumando
2
1
1348,0 f hQ =
que es la ecuación de descarga del sistema. Para Q = 0,1 m3/s se obtiene fh = 0,55 m. Al reemplazar este
valor en cada una de las dos ecuaciones se obtiene el gasto en cada ramal.
El método es extensible a cualquier número de ramales.
198
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Ejemplo 5.2 Para un sistema de dos tuberías en paralelo se dispone de los siguientes datos
1L = 100 m 2L = 156 m
1D = 14’’ 2D = 12’’
1f = 0,018 2C = 80 m1/2/s
Si con la energía disponible el gasto total es de 1 m3/s, calcular el gasto en cada ramal, teniendo en
cuenta que en el ramal 1 hay una válvula ( K = 2,5).
Solución. En primer lugar aplicamos la ecuación 3-2
22
8
C
gf = = 0,0122
Por ser tuberías en paralelo la pérdida de carga debe ser la misma en cada ramal
g
V
D
Lf
g
V
g
V
D
Lf
22
5,2
2
2
2
2
2
2
2
1
2
1
1
1
1 =+
Reemplazando valores y operando se obtiene
12 1,1 VV =
Por continuidad,
1
44 2
2
2
1
2
1
=+ VDVD ππ
Se obtiene así
1V = 5,57 m/s 2V = 6,13 m/s
1Q = 553 l/s 2Q = 447 l/s
A modo de verificación se calcula la pérdida de carga en cada tramo obteniéndose fh = 11,97m, que es
la energía disponible.
En este problema también se pueden aplicar los métodos alternativos de solución descritos
anteriormente.
199
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
5.2 El problema de los tres reservorios
En la Figura 5.5 se muestran tres estanques ubicados a diferentes niveles y que están
comunicados entre sí por un sistema de tuberías que concurren en un punto P.
Figura 5.5 Tres reservorios
Los valores de z corresponden a las cotas piezométricas. En los estanques corresponden a
la elevación de la superficie libre. Para el nudo P, Pz representa la suma de la elevación
topográfica del punto P más la altura correspondiente a la presión.
Usualmente los datos son: diámetros, longitudes y rugosidades de cada ramal y cotas
piezométricas (elevaciones de la superficie libre) de cada estanque. Se busca el gasto en
cada ramal y la cota piezométrica del punto P. Para determinados problemas pueden
presentarse combinaciones entre los datos e incógnitas mencionados.
El sentido del escurrimiento en cada tubería dependerá de la diferencia entre la cota
piezométrica del nudo P y la del estanque respectivo.
Evidentemente que la cota piezométrica del punto P no puede ser superior a la de los tres
reservorios, pues en este caso el punto P debería comportarse como un punto alimentador
del sistema. Tampoco puede ser que el punto P tenga una cota inferior a la de los tres
estanques, pues entonces todo el caudal concurriría allí lo que implicaría que P fuese un
punto de desagüe. La cota del punto P determinará el sentido del escurrimiento en cada
ramal. La discusión anterior excluye el caso de un sifón.
Así por ejemplo si la cota de P está por encima de los estanques 1 y 2, pero debajo del
estanque 3, los sentidos del escurrimiento serán los mostrados en la Figura 5.6.
1z
z P
P
z 2
z 3
1
2
3
1
2
3
200
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Figura 5.6 Tres reservorios (caso particular)
En este caso particular la ecuación de continuidad es
321 QQQ =+
Esto significa que el estanque 3 es alimentador. Podrían hacerse dibujos análogos para otras
combinaciones de cotas piezométricas. Debe verificarse siempre la ecuación de continuidad
en el nudo: la suma de los gastos en el nudo, con su propio signo, es cero.
Para resolver el problema de los tres reservorios, conociendo los diámetros, longitudes y
rugosidades de cada tubería, así como las cotas piezométricas de cada estanque, se sugiere
el método siguiente
1. Suponer un valor para la cota piezométrica del punto P.
2. Calcular, por simple diferencia, las energías disponibles en cada tramo. Corresponden a
las pérdidas de cada 1fh , 2fh y 3fh .
Determinar luego el sentido del flujo en cada ramal y plantear tentativamente la ecuación
de continuidad.
3. Calcular el gasto en cada tubería por medio de la ecuación 5-4
2
15
477,3 fhLf
DQ 
 
=
1z
z P
z 2
3z
Q1
3Q
Q2
P
z P z 1
z P z 2
z P z 3
201
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
Esta ecuación toma para cada tubería la forma
2
1
fhKQ =
Si en lugar de la ecuación de Darcy se quiere usar otra ecuación, como, por ejemplo, la
de Hazen y Williams que estudiaremos más adelante, entonces la ecuación genérica es
de la forma
x
fKhQ =
determinándose los valores de K y de x para la ecuación particular que se está
empleando.
Calculado el valor de K es fácil hacer sucesivos reemplazos y tanteos.
4. Verificar la ecuación de continuidad en el nudo.
5. Si la ecuación no quedara verificada, lo que es lo más probable, hay que hacer nuevos
tanteos, reiniciando el cálculo a partir del punto 1.
6. A fin de no aumentar el número de tanteos conviene auxiliarse con un gráfico. Así por
ejemplo, para la última figura se tiene que la ecuación de continuidad debe ser
321 QQQ =+
Como en un tanteo cualquiera lo más probable es que esta ecuación no se verifique, se
tiene que hay un error, que es
( )213 QQQ +−
El gráfico sería
- +0
z P
Q - ( Q + Q )3 1 2
202
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Cada punto corresponde a un tanteo. Los puntos se unen con una curva suave. La
intersección con el eje vertical significa que
( )213 QQQ +− = 0
con lo que queda verificada la ecuación de continuidad y se obtiene los gastos en cada
ramal.
Para hacer este gráfico es necesario definir previamente el sentido del escurrimiento en
cada ramal y escribir la ecuación de continuidad en su forma correspondiente.
Se puede obtener una rápida información sobre el sentido del flujo en el ramal 2 asumiendo en
P una cota piezométrica igual a la del estanque 2. Esto implica 2Q = 0. Comparando 1Q y
3Q se deduce el sentido del escurrimiento en cada tubería.
Una variante de este problema es el de los cuatro reservorios.
Figura 5.7 Cuatro reservorios
El método general se basa en aproximaciones sucesivas. Debe tenerse cuidado de hacer una
sola suposición cada vez. Se puede, por ejemplo, iniciar el cálculo suponiendo una cota
piezométrica en el nudo P1. Esto determina el flujo en los ramales 1 y 2. Habrá luego que
calcular la cota piezométrica en P2. Evidentemente que el flujo entre P1 y P2 es igual a
21 QQ + . La pérdida de carga se calcula por ejemplo con la ecuación 5-3
2
50827,0 QD
Lfhf
 
=
u otra similar si no se estuviera empleando la ecuación de Darcy.
1
P1
1
2
3
4
2
3 4
P2
203
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
La forma genérica de esta ecuación es
x
f KQh =
en donde los valores de K y x dependen de la ecuación particular empleada (Chezy, Darcy,
Hazen y Williams, etc.). Para el cálculo de K se ha supuesto que el coeficiente de resistencia
( C , f , HC , etc.) es constante. Conviene limitar esta constancia del coeficiente a un rango
de valores de la velocidad.
Habiendo calculado la cota piezométrica de P2 se calcula los gastos 3Q y 4Q y se verifica
luego la ecuación de continuidad. Caso que ésta no quede satisfecha deberá repetirse el
procedimiento y recurrir a un gráfico.
Ejemplo 5.3 Sea un sistema de tres reservorios. Los datos son
1z = 120 m 2z = 100 m 3z = 80 m
1L =1 000 m 2L = 2 000 m 3L = 1 200 m
1D = 8’’ 2D = 10’’ 3D = 6’’
1f = 0,02 2f = 0,018 3f = 0,015
Calcular el gasto en cada uno de los ramales.
Solución. A partir de la ecuación
2
15
477,3 f hLf
DQ
 
=
determinamos la ecuación de descarga de cada tubería
2
1
11
0145,0 f hQ = 2
1
22
0188,0 f hQ = 2
1
33
0074,0 f hQ =
Iniciamos el cálculo suponiendo para el nudo P la cota 110 m
pz = 110 m
1f
h = 10 m; 1Q = 45,9 l/s
2f
h = 10 m; 2Q = 59,5 l/s ( )321 QQQ +− = - 54,1 l/s
3f
h = 30 m; 3Q = 40,5 l/s
204
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Como la ecuación de continuidad no ha quedado verificada se hace un nuevo tanteo
pz = 105 m
1f
h = 15 m; 1Q = 56,2 l/s
2f
h = 5 m; 2Q = 42 l/s ( )321 QQQ +− = - 22,8 l/s
3f
h = 25 m; 3Q = 37 l/s
Haremos algunos cálculos adicionales
pz = 101 m
1f
h = 19 m; 1Q = 63,2 l/s
2f
h = 1 m; 2Q = 18,8 l/s ( )321 QQQ +− = 10,5 l/s
3f
h = 21 m; 3Q = 33,9 l/s
pz = 100,5 m
1f
h = 19,5 m; 1Q = 64 l/s
2f
h = 0,5 m; 2Q = 13,3 l/s ( )321 QQQ +− = 16,4 l/s
3f
h = 21,5 m; 3Q = 34,3 l/s
pz = 100 m
1f
h = 20 m; 1Q = 64,8 l/s
2f
h = 0 ; 2Q = 0 ( )321 QQQ +− = 31,7 l/s
3f
h = 20 m; 3Q = 33,1 l/s
Llevando estos valores a un gráfico se obtiene el resultado
1Q = 62 l/s 2Q = 27 l/s 3Q = 35 l/s
y la cota piezométrica del punto P es 102 m.
205
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
5.3 Bombeo de un reservorio a otros dos
En la Figura 5.8 se muestra un reservorio alimentador 1, una tubería de succión 1, una bomba
B, una tubería de impulsión 2, que se bifurca en las tuberías 3 y 4 para alimentar dos estanques.Considerando que se conoce los diámetros, longitudes y coeficientes de rugosidad de cada
tubería, así como las elevaciones de los estanques y la potencia de la bomba, se trata de
calcular el gasto en cada ramal. Se sugiere el siguiente método
1. Suponer un valor para el gasto Q impulsado por la bomba ( QQQ == 21 ).
2. Calcular la pérdida de carga 
1f
h en la tubería 1.
3. Calcular la cota piezométrica Ez a la entrada de la bomba.
4. Calcular la energía H teórica suministrada por la bomba, a partir de la ecuación 4-2,
Q
PotH
 
 
γ
76
=
H es la energía en metros, Pot es la potencia en HP, γ es el peso específico del
fluido en kg/m3 y Q es el gasto en m3/s.
0 +10 +20 +30 +40 +50 +60
100
101
102
103
104
105
106
107
108
109
110
-10-20-30-40-50-60
-22,8
+10,5
+16,4
+31,7
-54,1
z P
Q - ( Q + Q )1 2 3
206
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Figura 5.8 Bombeo de un reservorio a otros dos
5. Calcular la cota piezométrica Sz a la salida de la bomba.
Hzz ES +=
6. Calcular la pérdida de carga 
2f
h en el tramo 2.
7. Calcular la cota piezométrica del nudo P
2fSP
hzz −=
8. Calcular la energía disponible 
3f
h para el tramo 3
33
zzh Pf −=
9. Calcular el gasto en la tubería 3 aplicando una ecuación de la forma
x
fKhQ =
10. Aplicar los pasos 8 y 9 a la tubería 4.
11. Verificar si se cumple la ecuación de continuidad en el nudo
z3
4
z4
zp
3
2
1
B
z1
P
1
3
4
207
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
432 QQQ +=
Caso contrario reiniciar el cálculo suponiendo otro valor para el gasto impulsado por la
bomba.
Para no aumentar el número de tanteos se recurre a un método gráfico similar al descrito en
el apartado anterior.
Ejemplo 5.4 En el sistema mostrado en la figura hay una bomba que suministra a la corriente una
potencia de 40 HP. Calcular el gasto en cada tubería. Considerar f = 0,02 en todas las tuberías. (Para
los efectos del problema considerar para la bomba una eficiencia del 100 %).
Solución. La pérdida de carga en las tuberías 1 y 2 viene dada por la ecuación 5-3
2
50827,0 QD
Lfh f =
La ecuación de descarga en las tuberías 3 y 4 viene dada por la ecuación 5-4
2
15
477,3
 
f 
 
h
Lf
DQ =
Reemplazando datos de cada tramo se obtiene
2
11
67,14 Qhf = 2
1
33
0188,0 fhQ =
2
22
63,107 Qhf = 2
1
44
0326,0 fhQ =
43
2
1 B
P
100 m
20"
300 m
18"
1 300 m
10"
1 800 m
12" 1 500 m
125 m
120 m
208
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Iniciemos el cálculo suponiendo un gasto Q = 100 l/s (en la bomba).
La pérdida de carga en el tramo 1 es
2
11
67,14 Qhf = = 0,15 m
La cota piezométrica a la entrada de la bomba es 99,85 m.
La energía teórica suministrada por la bomba es
100001
407676
,Qγ
PotH
 
 
 ×
×
== = 30,4 m
La cota piezométrica a la salida de la bomba es 130,25 m.
La pérdida de carga en el tramo 2 es
2
22
63,107 Qhf = = 1,08 m
La cota piezométrica en el nudo resulta ser 129,17 m.
La energía disponible (que suponemos se consume íntegramente en fricción) en el tramo 3 es
3f
h = 129,17 - 125 = 4,17 m
y el gasto resultante es
2
1
33
0188,0 fhQ = = 38,4 l/s
La energía disponible para el tramo 4 es 9,17 m y el gasto resultante es
2
1
44
0326,0 fhQ = = 98,7 l/s
Para que se verifique la ecuación de continuidad se requeriría que
432 QQQ +=
o bien,
( ) 0432 =+− QQQ
sin embargo encontramos que para el gasto supuesto
( )432 QQQ +− = -37,1 l/s
Como la ecuación de continuidad no ha quedado verificada debemos proseguir con los tanteos.
209
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
Hacemos un nuevo cálculo con Q = 110 l/s y obtenemos
( )432 QQQ +− = 8,9 l/s
Hacemos un nuevo tanteo con Q = 108 l/s y obtenemos
( )432 QQQ +− = -1,2 l/s
con Q = 108,7 l/s se obtiene,
( )432 QQQ +− = 2,1 l/s
Llevando estos valores a un gráfico se obtiene finalmente Q = 108,3 l/s. Redondeando los valores (l/s) se
obtiene
Q = 108 l/s 3Q = 24 l/s 4Q = 84 l/s
0 +10 +20
100
101
102
103
104
105
106
107
108
109
110
-10-20-30-40
Q
Q - ( Q + Q )2 3 4
210
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
5.4 Tuberías con dos o más ramales de descarga independiente
Sea un estanque alimentador del que sale una tubería de longitud 1L , diámetro 1D y coeficiente
de resistencia 1f . Esta tubería se bifurca en los ramales 2 y 3. Se conoce la elevación del
estanque y las cotas de descarga. Se trata de calcular el gasto en cada ramal.
Figura 5.9 Tuberías con ramales de descarga independiente
El método de cálculo sugerido es el siguiente
1. Suponer una cota piezométrica en el punto P.
2. Calcular las energías disponibles para cada tramo
3. Calcular el gasto en cada tubería. Se puede usar la ecuación de Darcy (5-4).
2
15
477,3 fhLf
DQ 
 
=
o bien otra ecuación de la forma
x
fKhQ =
4. Verificar si se cumple la ecuación de continuidad en el nudo
321 QQQ +=
5. Caso contrario repetir el procedimiento y/o recurrir a un gráfico auxiliar hasta encontrar el
valor de la cota piezométrica del punto P necesaria para satisfacer la ecuación de
continuidad.
1z
z P
P
1 1 2
3
z 3
z 2
211
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
5.5 Conducto que da servicio (filtrante)
Se dice que un conducto es filtrante cuando a lo largo de su recorrido pierde parte del gasto
que transporta. Es el caso de una tubería que da servicio y que cada cierta distancia tiene una
toma (salida de agua). Podría ser una tubería de agua potable que a lo largo de una calle da
servicio a cada casa.
Figura 5.10 Conducto que da servicio
Resulta evidente que en estas condiciones el gasto de la tubería va disminuyendo, lo mismo
que la velocidad, puesto que el diámetro permanece constante.
Si admitimos la validez de la fórmula de Darcy y la constancia del coeficiente f se tendría
que, en general, dicha fórmula nos indica que la pérdida de carga es proporcional al cuadrado
del gasto y a la longitud.
g
V
D
Lfhf 2
2
=
de donde,
LKQhf
2
=
expresiones en las que
fh : es la pérdida de carga
f : es el coeficiente de Darcy
L : es la longitud de la tubería
D : es el diámetro
V : es la velocidad media
Q : es el gasto
K : es igual a 0,0827 5D
f
 (ec. 5-3)
Q
0
212
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
En el conducto de la Figura 5.10 el gasto inicial es 0Q . Consideremos que el gasto que sale
a lo largo del conducto es q m3/s por metro lineal de tubería. Supondremos que este gasto q
es constante. El gasto en cualquier sección es
qLQQ −= 0 (5-9)
siendo L la distancia desde el punto inicial.
La pérdida de carga en un tramo muy pequeño es
dLKQdhf
2
=
y por lo tanto
dLKQh
L
f ∫= 0 2
Introduciendo la ecuación (5-9)
( ) dLqLQKh Lf
2
0 0∫ −= 



−+= LqQLqQKLhf 0
22
2
0 3
( ) ( )


−−
−
+= QQQQQQKLhf 00
2
02
0 3
( )20203 QQQQKLhf ++= (5-10)
que es la ecuación que nos da la pérdida de carga para un tramo de longitud L en cuyo
extremo el gasto es Q . Para el caso particular que el gasto final Q sea cero
2
03
QKLhf = (5-11)
Significa esta ecuación que en este caso la pérdida de carga sería la tercera parte de la que
ocurriría si el gasto fuera constante.
213
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
Ejemplo 5.5 De un estanque sale una tubería de 8’’ de diámetro y 300 m de longitud. Esta tubería se
bifurca en ramales de 6’’ de diámetro y 150 m de largo cada uno. Los extremos descargan libremente a
la atmósfera. Uno de losramales es un conducto filtrante que tiene bocas de descarga distribuidas
uniformemente a lo largo de la tubería de modo que la suma de la descarga de todas ellas es igual a la
mitad del gasto inicial en ese ramal (la otra mitad descarga por la boca final).
Las bocas de los dos ramales están al mismo nivel (15 m debajo de la superficie libre del estanque).
Calcular el gasto en cada ramal. Despreciar las pérdidas de carga locales. Considerar f = 0,024,
constante e igual para todas las tuberías.
Solución.
En un conducto filtrante la pérdida de carga es según la ec. 5-9
( )20203 QQQQ
KLhf ++=
En este caso particular Q = 
2
0Q . Luego,
2
05
2
0 0827,012
7
4
7
3
Q
D
LfQKLh f ==
Sustituyendo los datos f , L y D para el conducto filtrante se obtiene
2
00
52,1122 Q hf =
La pérdida de carga entre el estanque y el nudo es
22
5 78,71810827,0 Q QD
fLhf ==
Debe cumplirse que
m1552,112278,7181 20
2 Q Q =+ (1)
1
0
0
300 m
8"
6"; 150 
m
6"; 150 m
15 m
P
214
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
La pérdida de carga en el otro ramal es
2
1
2
151
46,62130827,0 Q Q
D
Lfh f ==
Debe cumplirse que
m1546,621378,7181 21
2 Q Q =+ (2)
Luego
2
1
2
0 46,621352,1122 Q Q =
10 31,1 Q Q =
Este problema particular se hubiera podido resolver más rápidamente, puesto que de antemano se
hubiera podido establecer la ecuación
10 7
12 QQ =
Continuando,
11110 31,231,1 QQQQQQ =+=+=
Reemplazando en (2)
1 718,78(2,31)2 21Q + 3 621,46
2
1Q = 15
De donde,
1Q = 34,2 l/s Q = 79 l/s 0Q = 44,8 l/s
La pérdida de carga fh en el ramal principal es 10,73 m. En cada uno de los dos ramales la pérdida de
carga es 4,24 m, lo que hace un total de 14,97 m, que es prácticamente igual a la energía disponible.
Hay otra forma de calcular un conducto filtrante y es a partir de la variación de velocidades.
Examinemos el caso particular en el que la velocidad final sea cero.
Figura 5.11 Cálculo de un conducto filtrante
V0
xV
x
L
215
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
En la Figura 5.11 se ha hecho una representación gráfica de la disminución de velocidad para
un tramo de longitud L y velocidad inicial 0V . Se denomina xV a la velocidad a la distancia
x del punto inicial. Se cumple que
L
xLVVx
−
= 0
La expresión para la pérdida de carga se obtiene aplicando la ecuación de Darcy a la longitud
dx y luego integrando
g
V
D
dxfdh xf 2
2
=
( ) dx
L
xL
g
V
D
fh
L
f ∫ −= 0 2
22
0
2



+−= 2
322
0
32 L
x
L
xx
g
V
D
fhf
para Lx = se obtiene
g
V
D
Lfhf 23
1 20
= (5-12)
Significa esta ecuación que en un conducto que da servicio y cuyo gasto final es cero se
cumple que la pérdida de carga es la tercera parte de la que ocurriría si el gasto fuera constante.
Para el caso en que la velocidad final sea la mitad de la inicial se obtendría.
g
V
D
Lfhf 212
7 20
= (5-13)
5.6 Cambio de la rugosidad con el tiempo
Con el uso y el paso de los años aumenta la rugosidad de los conductos y disminuye el gasto
que pueden conducir. Este problema está íntimamente vinculado al de la calidad del agua y
para su conocimiento se requieren observaciones de muchos años.
216
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Básicamente el fenómeno de envejecimiento de las tuberías tiene dos aspectos: aumento de
la rugosidad y disminución de la sección útil. La consecuencia es la disminución de la
capacidad. La variación de la rugosidad con el tiempo se expresa así
tkkt 10 α+= (5-14)
siendo
tk : rugosidad después de transcurrido el tiempo t
0k : rugosidad inicial (al ponerse en servicio de la tubería)
1α : velocidad de aumento de la rugosidad
Esta expresión debida a Colebrook y White supone que la rugosidad se incrementa linealmente
con el tiempo.
Lamont ha propuesto la Tabla 5.1 para describir la intensidad de aumento de rugosidad
TABLA 5.1
INTENSIDAD DE AUMENTO DE LA RUGOSIDAD
Cuando se diseña una conducción no debe tenerse en cuenta exclusivamente la rugosidad
inicial, sino la que se espera se presente, según la calidad de agua y otros factores, dentro de
un cierto número de años. De no hacerse esta previsión nos encontraríamos en el futuro frente
a una disminución de la capacidad de la tubería.
La corrosión es una acción química. Por lo tanto depende de la calidad del agua y de la
calidad o naturaleza de la tubería.
Las tuberías de fierro fundido, que son sensibles a la corrosión, suelen recubrirse interiormente
con una sustancia bituminosa protectora a fin de disminuir la corrosión y mantener la capacidad
de diseño de la conducción.
INTENSIDAD 1α , mm/año 
Pequeña 
Moderada 
Apreciable 
Severa 
0,012 
0,038 
0,12 
0,38 
217
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
Ejemplo 5.6. Una ciudad se abastece de agua por medio de una tubería de 20’’ de diámetro. Después
de 1 año de la puesta en servicio se requiere de 40 HP por kilómetro de conducción, para bombear 400 l/s.
Después de 4 años de servicio la potencia requerida para transportar el mismo caudal aumentó en 10 %
¿Cuál será la potencia necesaria después de 8 años, sabiendo que entonces el caudal requerido será de
600 l/s? (ν = 1,1x10-6 m2/s, eficiencia 100 %).
Solución. Después de 1 año de servicio la pérdida de carga es
6,7
4,00001
7640
=
×
×
==
 
f Q
Poth
γ
 m
2
50827,0 QD
Lfh f = o o o f = 0,00071 m
5109Re ×==
ν
VD
En el ábaco de Moody se obtiene D
k1 = 0,0009. Luego,
1k = 0,00046 m
Un aumento del 10 % en la potencia supone un aumento del 10 % en el valor de f . Luego f = 0,0213
y para el mismo número de Reynolds la rugosidad relativa es
D
k4 = 0,0014 o o o 4k = 0,00071 m
Sabemos que según la ecuación 5-14
104 4α+= kk
0,00071 = 10 4α+k 0k = 0,00038 m
Por consiguiente o o o
0,00046 = 10 α+k 1α = 0,000083 m/año
Después de 8 años de servicio
108 8α+= kk o
o
o 8k = 0,001044 m
002055,08 =
D
k
Re = 1,37 x 106
o
o
o f = 0,0236
218
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
2
50827,0 QD
Lfh f = = 20,77 m
76
77,206,00001
76
××
==
 QHPot γ = 164 HP
que es la potencia teórica requerida.
5.7 Fórmula de Hazen y Williams
La fórmula de Hazen y Williams tiene origen empírico. Se usa ampliamente en los cálculos de
tuberías para abastecimiento de agua. Su uso está limitado al agua en flujo turbulento, para
tuberías de diámetro mayor de 2’’ y velocidades que no excedan de 3 m/s.
La ecuación de Hazen y Williams usualmente se expresa así
54,063,2000426,0 SDCQ H = (5-15)
expresión en la que
Q : gasto en litros por segundo
HC : coeficiente de Hazen y Williams
D : diámetro en pulgadas
S : pendiente de la línea de energía en metros por km
Para una tubería dada, la longitud, el diámetro y el coeficiente de resistencia son constantes,
luego
54,0
fhKQ = (5-16)
siendo
54,063,2000426,0 −= LDCK H (5-17)
La expresión 5-16 es similar a la ecuación 5-5.
Los valores de la constante HC de Hazen y Williams han sido determinados
experimentalmente. Son función de la naturaleza de las paredes. (Obsérvese que este
coeficiente HC es diferente del de Chezy). Los valores usuales son los de la Tabla 5.2
219
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
TABLA 5.2
COEFICIENTES DE HAZEN Y WILLIAMS
Hagamos una breve discusión de la fórmula.
- Si el Diámetro D y la pendiente de la línea de energía S se mantienen constantes se
tiene que
2
1
2
1
H
H
C
C
Q
Q
= (5-18)
Significa esto que si el coeficiente HC varía, el gasto variará en la misma proporción.
Podría también aplicarse este concepto a dos tuberías, que tengan el mismo diámetro y
el mismo valor deS . Sus gastos estarán en la misma proporción que sus respectivos
coeficientes de Hazen y Williams.
- Si el diámetro y el gasto permanecen constantes, entonces
54,0
22
54,0
11
SCSC HH =
85,1
2
1
1
2




=
H
H
C
C
S
S
(5-19)
Así por ejemplo si dos tuberías tienen el mismo diámetro y el mismo gasto, pero la primera
tiene HC igual a 100 y la segunda igual a 120, entonces
NATURALEZA DE LAS PAREDES HC 
Extremadamente lisas y rectas 
Lisas 
Madera lisa, cemento pulido 
Acero ribeteado 
Fierro fundido viejo 
Fierro viejo en mal estado 
Fuertemente corroído 
140 
130 
120 
110 
95 
60-80 
 40-50 
220
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
85,1
1
2
120
100 


=
S
S
= 0,714
Conviene obtener la expresión de la pérdida de carga a partir de la ecuación de Hazen y
Williams.
63,2
54,0
000426,0 DC
QS
H 
=
866,485,17
85,1
10813,5 DC
QS
H
−×
=
866,485,17
85,1
10813,5 DC
LQh
H
f
−×
=
Para una tubería particular se cumple que
85,1KQhf = (5-20)
Así por ejemplo, si D = 10’’, HC = 120 y L = 1,25 km se obtiene
85,185,1
47 00417,010345,74,022710813,5
25,1 QQhf =
××××
=
−
 
85,100417,0 Qhf =
Que es la ecuación de descarga para la tubería.
221
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
Ejemplo 5.7 Determinar el gasto que fluye en cada uno de los ramales del sistema de abastecimiento
de agua mostrado en la figura y hallar la presión en el punto P.
La elevación del punto P es 10 m.
Inicialmente la válvula está completamente abierta.
1L = 5,2 km 1D = 16’’ 1HC = 100 (acero usado)
2L = 1,25 km 2D = 10’’ 2HC = 120 (cemento pulido)
3L = 1,5 km 3D = 10’’ 3HC = 120 (cemento pulido)
Si se aumenta la presión en el punto P hasta 20 m de columna de agua (cerrando la válvula ubicada en
el ramal 2), determinar el nuevo valor de gasto en cada tubería y la pérdida de carga en la válvula.
Solución. La ecuación de Hazen y Williams es
54,063,2000426,0 SDCQ H =
de donde,
54,0
54,063,2000426,0
L
hDC
Q fH
 
=
54,0
fKhQ =
siendo K característico de cada tubería e igual a
54,0
63,2000426,0
L
DCK H =
Se puede calcular la ecuación respectiva para cada ramal hallando los correspondientes valores de K
54,0
11
68,25 f hQ = 54,022 33,19 f hQ = 
54,0
33
52,17 f hQ =
50 m
P
1
1 2
3
20 m
10 m
10 m
válvula
222
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Empecemos por la segunda parte del problema. Si la presión en el nudo P es 20 m, entonces
1f
h = 20 m 2fh = 10 m 3fh = 20 m
que son las energías disponibles en cada tramo.
Reemplazando se obtiene el gasto en los ramales 1 y 3. La ecuación de descarga no es aplicable al
tramo 2 por tener una válvula.
1Q = 129,5 l/s 3Q = 88,3 l/s
2Q será simplemente la diferencia, 2Q = 41,2 l/s
Para el tramo 2 la energía necesaria para vencer las fuerzas de fricción es
85,1
22
004173,0 Qh f =
2f
h = 4,06 m
Como la energía disponible es de 10 m resulta que la pérdida de la carga en la válvula es 5,94 m.
Para la primera parte del problema el método más simple consiste en tantear valores para la presión en
P, calculando luego las energías disponibles en cada tramo y los gastos. Cuando la ecuación de
continuidad quede satisfecha se ha encontrado la respuesta.
Con una presión de 17,5 m en P prácticamente queda satisfecha la ecuación de continuidad. Si se
continúan los cálculos se obtiene
Pp = 17,3 m
1Q = 139 l/s 2Q = 57 l/s 3Q = 82 l/s
1f
h = 25 m 1Q = 146,04 
2f
h = 5 m 2Q = 46,1 Pp = 15 m 
3f
h = 15 m 3Q = 75,6 ( ) 24,3=+− 321 QQQ 
1f
h = 22,5 m 1Q = 138 
2f
h = 7,5 m 2Q = 57,4 Pp = 17,5 m 
3f
h = 17,5 m 3Q = 82,2 ( ) 1,6−=+− 321 QQQ 
223
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
5.8 Diseño de una conducción
Esencialmente el problema de un diseño de tuberías consiste en encontrar el diámetro más
adecuado para transportar un gasto dado. La selección del diámetro implica un estudio de
a) Velocidades
b) Presiones
c) Costo
Las velocidades excesivas deben evitarse. No sólo pueden destruir la tubería por erosión, sino
también hay la posibilidad del golpe de ariete.
Las presiones pueden ser negativas o positivas. Las presiones negativas ya fueron estudiadas
anteriormente al examinar el comportamiento de un sifón (apartado 4.8). Deben evitarse, pues
dan lugar a discontinuidad en el escurrimiento y a cavitación.
Tampoco se puede aceptar cualquier presión positiva. Las tuberías, según el material de que
están hechas, soportan determinadas presiones. La máxima presión admisible forma parte
de la descripción técnica de una tubería.
El costo es muy importante. Las condiciones a y b pueden satisfacerse con más de un
diámetro. Debe escogerse el más económico. Este concepto será analizado más adelante.
Por cierto que en el diseño de una conducción debe tenerse en cuenta los diámetros
comerciales disponibles. Hay otros factores que intervienen como la calidad de agua y otros,
que escapan a los alcances de este curso.
Examinemos el caso genérico de la
Figura 5.12. La tubería AB une los
dos estanques. Se trata de
determinar el diámetro que debe tener,
conociendo la carga disponible H y
el gasto Q .
El dibujo muestra el perfil de la
tubería de acuerdo al terreno sobre
el que debe apoyarse.
Se ha trazado aproximadamente la
línea de gradiente hidráulica (sobre
la hipótesis de diámetro uniforme
entre A y B) y, como se observa en
el dibujo, se anticipa la presencia de
presión negativa en N y quizá una
presión muy fuerte en M (positiva).
Figura 5.12 Diseño de una conducción
A
B
L. P.
M N H
224
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
La inclinación de la línea de gradiente sería
L
HS =
Siendo H la diferencia de nivel entre los estanques y L la longitud total de la conducción,
supuesta de diámetro uniforme.
Se puede fácilmente verificar la intensidad de las presiones en M y N. Si fueran muy grandes
habría que utilizar un diámetro diferente para cada tramo y constituir un sistema de tuberías
en serie, como se muestra en la Figura 5.13
Figura 5.13 Determinación del diámetro en una conducción
Se observa que la línea de gradiente (L. P.) aparece quebrada. La conducción está formada
por varios tramos de diferentes diámetros. Como una ilustración de lo anteriormente expuesto
podemos examinar el ejemplo 4.14. Se evita así las presiones positivas muy grandes y las
presiones negativas excesivas.
Al desarrollar dicho ejemplo no se mencionó porqué hay dos diámetros diferentes (8’’ y 6’’).
La razón es simple. Si el primer tramo tuviera un diámetro de 6’’, la pérdida de carga sería
muy grande y se produciría una fuerte presión negativa al ingreso de la bomba. Para evitar
esto se introdujo un tramo con un diámetro mayor (8’’) con lo que disminuyó la velocidad y por
consiguiente la pérdida de carga.
En todo caso debe tenerse presente que en el diseño de una conducción uno de los primeros
problemas que debe analizarse es el número de tuberías a usarse (en paralelo). Acá intervienen
razones de seguridad, costo y disponibilidad en el mercado.
A
B
L. P.
M
N
H
225
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
Ejemplo 5.8 Proyectar la línea de conducción entre los estanques A y B siguiendo el perfil del terreno
mostrado en la figura. El caudal debe ser de 500 l/s. Se dispone de tuberías de 14’’, 16’’, 18’’ y 20 ‘’de
diámetro, para presiones de un máximo de 75 lb/pulg2, HC = 100,
Solución. Si usáramos un diámetro constante entre A y B se tendría que
74
265
,
S = = 56,4 m/km
La pérdida de carga entre A y N sería
197,43,556,4 =×=
ANf
h m
La cota piezométricaen N es
Nz = 1 027,6 m
La presión en N es
Np = - 22,4 m
Es una presión negativa inadmisible. Pensemos entonces en descomponer la tubería en dos tramos:
AN y NB. Supongamos que entre A y N el diámetro es constante.
5,3
175
=S = 50 m/km
La pérdida de carga entre A y M es
653,150 =×=
AMf
h m
1 225 m
1 100 m 1 050 m
A
M
N
B
1 300 m
960 m
2 200 m
1 200 mB'
226
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
La cota piezométrica en M es
Mz = 1 160 m
La presión en M resulta ser
Mp = 60 m
Esta presión es excesiva. Sólo disponemos de tuberías para 75 lb/pulg2, lo que equivale a una altura de
52,7 m de columna de agua. Aceptaremos para M una presión máxima de 52,7 m con lo que su cota
piezométrica resulta ser 1 152,7 m. La pérdida de carga entre A y M es entonces 72,3 m y la pendiente
S es 55,6 m/km. Veamos cuál debe ser teóricamente el diámetro. De la fórmula de Hazen y Williams
obtenemos
54,0
63,2
000426,0 SC
QD
 H 
= o
o
o D = 15,5’’
Si usáramos un diámetro de 16’’ la pérdida de carga sería menor y la presión en M resultaría mayor que
la admisible. Con un diámetro de 14’’ la pérdida de carga sería notablemente mayor y resultaría en M
una presión pequeña, mucho menor que la admisible (lo que en principio es aceptable), pero nos
interesa tener en el punto M la presión más alta posible (52,7 m) a fin de disminuir el problema de la
presión negativa en N.
Utilizaremos para el tramo AM dos diámetros diferentes 14’’ y 16’’ (constituyendo así un sistema de
tuberías en serie). Para 14’’ de diámetro la pendiente S es 89,98 m/km y para 16’’ la pendiente es
46,96 m/km. Sea L la longitud de tubería de 14’’. Debe cumplirse que
89,98 L + 46,96 (1,3 - L ) = 72,3
De donde la longitud L es 0,262 km. La tubería AM queda así descompuesta en dos tramos: 262 m de
14’’ y 1 038 m de 16’’.
Ensayemos diámetros para el tramo MN. Si usáramos 14’’ de diámetro la presión resultante en N sería
muy baja (negativa). Con 16’’ de diámetro se tendría para el tramo MN una pérdida de carga de 103,3 m,
lo que representa para el tramo AN una pérdida de carga de 175,6 m y la presión para el punto N es - 0,6 m
valor que es admisible. La cota piezométrica del punto N es 1 049,4 m y la pendiente para el tercer tramo
es
2,1
4,89
=S = 74,5 m
De la fórmula de Hazen y Williams obtenemos que el diámetro debería ser 14,6’’. Tal como se hizo con
el tramo AM descompondremos en un tramo L de 14’’ y otro de 16’’ de modo que
89,98 L + 46,96 (1,2 - L ) = 89,4
227
D
iseño de conducciones y redes
C
apítulo V
1 225 m
A
B
960 m
1 201,4 m
72,3 m
1 152,7 m
1 100 m
52,7 m
1 050 m
1 029,1 m
1 049,4 m
14"
M'
16"
16"
16"
14"
265 M
N
B'
Figura 5.14 Línea piezométrica para la línea de conducción del ejemplo 5.8
228
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
De acá se obtiene que L es 0,768 km.
Los 4 700 m de conducción se descomponen finalmente así
262 m de 14’’ (A - M’)
1 038 m de 16’’ (M’ - M)
2 200 m de 16’’ (M - N)
432 m de 16’’ (N - B’)
768 m de 14’’ (B’ - B)
Lo que significa 1 030 m de tubería de 14’’ y 3 670 m de tubería de 16’’. En la Figura 5.14 se presenta el
trazo de la línea piezométrica.
5.9 Diámetro más económico
Cuando se diseña una conducción por tubería no hay solución única. Tanto un diámetro como
otros pueden satisfacer las condiciones hidráulicas. De todos los diámetros posibles, que
desde el punto de vista puramente hidráulico constituyen soluciones, hay uno que es el
diámetro más económico.
Se entiende por “diámetro más económico” aquel para el cual resulta mínima la suma de los
costos de instalación, operación y servicios del sistema.
Si se trata, por ejemplo, de una conducción por bombeo el problema puede ser más complejo,
pues hay que empezar por examinar el número de tuberías, en paralelo o en serie, que
conformarán la conducción. Por razones de seguridad en el servicio puede convenir tener más
de una tubería conformando así un sistema en paralelo. Un análisis nos dirá cuál es la solución
más económica.
En una instalación por bombeo los costos principales son
a) Adquisición e instalación de la tubería. Este costo aumenta con el diámetro. A mayor
diámetro, mayor costo.
b) Instalación y operación del equipo de bombeo. Este costo es inversamente proporcional
al diámetro. Los diámetros pequeños representan una gran pérdida de carga y por
consiguiente requieren de gran potencia. Con los diámetros grandes ocurre lo inverso.
Para la obtención del diámetro más económico de una conducción por bombeo normalmente
los datos están constituidos por
- Diámetros disponibles en el mercado
- Costo de las tuberías
- Gasto requerido
229
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
- Coeficientes de rugosidad de las tuberías
- Costo del KW hora
- Tiempo de amortización
- Interés
- Costo de la bomba y el motor, etc
El procedimiento de cálculo es el siguiente
a) Escoger tentativamente un diámetro
b) Calcular la pérdida de carga fh
c) Calcular la energía necesaria
d) Calcular la potencia necesaria
e) Calcular el costo anual de la potencia necesaria
f) Calcular el costo del motor y de la bomba
g) Calcular el costo de la tubería (teniendo en cuenta el diámetro y espesor requeridos)
h) Calcular el costo de la inversión inicial: tubería, motor y bomba y luego determinar la
amortización (en base al número de años útiles del sistema)
i) Determinar el costo total por año sumando la amortización anual de la inversión inicial
( h ) y el costo anual de la potencia ( e )
Si el procedimiento anterior se repite para varios diámetros diferentes se encontrará finalmente
el diámetro más económico.
5.10 Redes de tuberías. Método de Hardy Cross
Una red es un sistema cerrado de tuberías. Hay varios nudos en los que concurren las tuberías.
La solución de una red es laboriosa y requiere un método de tanteos y aproximaciones
sucesivas.
Representemos esquemáticamente la red muy simple de la Figura 5.15. Esta red consta de
dos circuitos. Hay cuatro nudos.
En la tubería MN tenemos un caso típico de indeterminación: no se puede saber de antemano
la dirección del escurrimiento. En cada circuito escogemos un sentido como positivo. Se
escoge una distribución de gastos respetando la ecuación de continuidad en cada nudo, y se
asigna a cada caudal un signo en función de los circuitos establecidos. Se determina entonces
las pérdidas de carga en cada tramo, que resultan ser “positivas” o “negativas”.
230
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Figura 5.15 Esquema típico de una red de tuberías
Las condiciones que se deben satisfacer en una red son
1. La suma algebraica de las pérdidas de carga en cada circuito debe ser cero. Ejemplo
0=++
NBfMNfBMf
hhh
2. En cada nudo debe verificarse la ecuación de continuidad.
3. En cada ramal debe verificarse una ecuación de la forma
x
f KQh =
en donde los valores de K y de x dependen de la ecuación particular que se utilice.
Como los cálculos son laboriosos se recurre al método de Hardy Cross. En este método se
supone un caudal en cada ramal, verificando por supuesto que se cumpla la ecuación de
continuidad en cada nudo.
Si para un ramal particular se supone un gasto 0Q este valor será, en principio, diferente al
gasto real que llamaremos simplemente Q , luego
QQQ ∆+= 0
En donde Q∆ es el error, cuyo valor no conocemos.
Si tomamos, por ejemplo, la fórmula de Hazen y Williams se tiene que la pérdida de carga en
cada tubería es
85,1KQhf =
Si esta ecuación se aplica a los valores supuestos se obtiene
B C
M
N
I II
231
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
85,1
00
KQhf =
La pérdida de carga real será
( ) 85,10 QQKhf ∆+=
Luego, desarrollando y despreciando los términos pequeñosse llega a
Q
Q
h
KQh
f
f ∆+=
0
085,1
0 85,1
Q
Q
h
hh fff ∆+=
0
0
0
85,1
De donde, para cada circuito
∑ ∑ ∑ =∆+= 085,1
0
0
0 Q
h
Qhh fff 
De acá obtenemos finalmente el valor de Q∆
∑
∑−
=∆
0
0
0
85,1
Q
h
h
Q
f
f
 
(5-21)
Esta es la corrección que debe hacerse en el caudal supuesto. Con los nuevos caudales
hallados se verifica la condición 1. Si no resulta satisfecha debe hacerse un nuevo tanteo.
Ejemplo 5.9 Para la red mostrada en la figura calcular el gasto en cada ramal. Considerar HC = 100 en
todas las tuberías.
B C
M
N
8"
500 
m
700 m
8"
600 m
6"
600 m
8"
6"
 
 5
00
 m
200 l/s
6’
’
50
0 
m
232
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Solución. Para la solución de esta red vamos a aplicar el método de Hardy Cross. La ecuación de
descarga en cada tubería es
85,1KQhf =
siendo
866,485,1
61072,1
DC
LK
H
×
=
Estas ecuaciones corresponden a la fórmula de Hazen y Williams, que es la que utilizaremos, dado que
el coeficiente de resistencia está en los datos referido a dicha fórmula. Si éste no fuera el caso se
utilizaría las ecuaciones correspondientes. Empezaremos por dividir la red en dos circuitos en cada
uno de los cuales consideramos como sentido positivo el correspondiente al sentido contrario de las
agujas del reloj. Esto es puramente convencional y podría ser al contrario.
Haremos también, tentativamente, una suposición con respecto a la distribución de caudales. En
consecuencia cada caudal vendrá asociado a un signo. Habrá caudales positivos y negativos. Por
consiguiente las pérdidas de carga en cada tramo también estarán afectadas del correspondiente
signo. Sabemos, sin embargo, que ni los caudales ni las pérdidas de carga tienen signo. Se trata
solamente de algo convencional para expresar la condición 1 que debe satisfacer una red. Se obtiene
así
La magnitud y el sentido del caudal en cada ramal se ha escogido arbitrariamente, cuidando tan sólo
que se cumpla la ecuación de continuidad en cada nudo (en valores absolutos naturalmente).
Ahora debemos hallar los valores de K en cada ramal para facilitar así el cálculo de la pérdida de carga
con los diferentes caudales que nos irán aproximando sucesivamente a la solución final.
CIRCUITO I CIRCUITO II
BN 0,03367 CM 0,00969
NM 0,02806 MN 0,02806
MB 0,00692 NC 0,00830
M
N
-130
-110
+70 +90
200 l/s
I II
+ +
-20 +20
B C
233
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
Calculemos ahora los valores de la pérdida de carga 
0f
h en cada circuito aplicando la ecuación de
descarga.
BN + 87,23 CM - 57,93
NM - 7,16 MN + 7,16
MB - 56,35 NC + 34,23
∑ 0fh = + 23,72 ∑ 0fh = - 16,54
Aplicamos ahora la ecuación
∑
∑−
=∆
0
0
0
85,1
Q
h
h
Q
f
 
f
para obtener la corrección que debe aplicarse al caudal supuesto en cada ramal. Se obtiene para cada
circuito
3,6
04,285,1
72,23
−=
×
−
=∆Q 1,726,185,1
54,16
=
×
=∆Q
6−=∆Q 7=∆Q
Los nuevos caudales y los correspondientes valores de la pérdida de carga fh son los siguientes
Calculamos nuevamente la corrección Q∆
37,1
15,285,1
44,5
+=
×
=∆Q 28,245,185,1
12,6
−=
×
−
=∆Q
1+=∆Q 2−=∆Q
CIRCUITO I CIRCUITO II 
Tramo Caudal fh Tramo Caudal fh 
BN 
NM 
MB 
+70 - 6 = +64 
-20 - 6 - 7 = -33 
-130 - 6 = -136 
+73,91 
-18,09 
-61,26 
CM 
MN 
NC 
-110 + 7 = -103 
+20 + 7 + 6 = +33 
+90 + 7 = +97 
-51,29 
+18,09 
+39,32 
 ∑ −= 5,44fh ∑ += 6,12fh 
234
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Los nuevos caudales y los correspondientes valores de fh son
Calculamos ahora nuevamente la corrección Q∆
12,0
12,285,1
47,0
−=
×
−
=∆Q 06,041,185,1
16,0
=
×
=∆Q
0=∆Q 0=∆Q
En consecuencia los caudales son
Estos caudales satisfacen las tres condiciones de una red.
Obsérvese que la condición 1, ∑ fh = 0 para cada circuito es la expresión de conceptos básicos del
flujo en tuberías. Aplicada, por ejemplo, al circuito I, debe entenderse que en realidad refleja el
comportamiento de un sistema en paralelo, tal como se ve a continuación.
CIRCUITO I CIRCUITO II 
Tramo Caudal fh Tramo Caudal fh 
BN 
NM 
MB 
+ 64 + 1 = + 65 
- 33 + 1 + 2 = -30 
- 136 + 1 = - 135 
+76,06 
-15,16 
-60,43 
CM 
MN 
NC 
-103 - 2 = -105 
+33 - 2 - 1 = +30 
+97 - 2 = +95 
-53,15 
+15,16 
+37,83 
 ∑ += 0,47fh ∑ −= 0,16fh 
M
N
135
105
65 95
200 30 200
235
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
Por lo tanto se debe cumplir la ecuación fundamental
BNfMNfBMf
hhh =+
como efectivamente ocurre con los resultados obtenidos.
Debe cumplirse, por las mismas razones, las siguientes ecuaciones
0=++
NCfMNfMCf
hhh
BMCfBNCf
hh =
La condición 3 queda también satisfecha. Tomemos un ramal cualquiera (NC).
D = 8’’
HC = 100 540632 05638100004260 ,, ,,Q ×××=
L = 0,6 km 7,94=Q l/s
fh = 37,83 m Valor que está dentro del error aceptado.
M
B
N
I
236
Arturo Rocha
H
idráulica de tuberías y canales
Al aplicar el método de Hardy-Cross se sugiere realizar una tabulación como la aquí presentada, que corresponde al ejemplo 5.9.
 K oQ 0fh ∑ 0fh Q∆ Q fh ∑ fh Q∆ Q fh ∑ fh Q∆ 
BN 
NM 
MB 
Circuito 1 
0,03367 
0,02806 
0,00692 
+70 
-20 
-130 
+87,23 
-7,16 
-56,35 +23,72 
-6 
-13 
-6 
+64 
-33 
-136 
+73,91 
-18,09 
-61,26 -5,44 
+1 
+3 
+1 
+65 
-30 
-135 
+76,06 
-15,16 
-60,43 +0,47 
0 
0 
0 
CM 
MN 
NC 
Circuito 2 
0,00969 
0,02806 
0,00830 
-110 
+20 
+90 
-57,93 
+7,16 
+34,23 -16,54 
+7 
+13 
+7 
-103 
+33 
+97 
-51,29 
+18,09 
+39,32 +6,12 
-2 
-3 
-2 
-105 
+30 
+95 
-53,15 
+15,16 
+37,83 -0,16 
0 
0 
0 
 
TABLA 5.3
CALCULOS DEL EJEMPLO 5.9
Default
237
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
PROBLEMAS PROPUESTOS
(Capítulo V)
1. Se tiene dos tuberías en paralelo de 3 000 m de longitud cada una. El diámetro de la primera es de
10’’ y el de la segunda de 20’’. La diferencia de nivel entre los estanques comunicados por el
sistema en paralelo es de 18 m. Considerar f = 0,02 para ambas tuberías. Calcular el gasto en
cada una.
2. Se tiene dos tuberías en paralelo. Ambas tienen 2 500 m de longitud. El diámetro de la primera es
de 8’’ y el de la segunda de 14’’. Calcular cuál es la energía necesaria para que el gasto total sea
de 200 l/s. Considerar f = 0,025 en ambas tuberías.
3. ¿Cual sería el gasto en cada una de las tuberías del ejemplo 5.2, si no estuviera la válvula y se
mantuviera la misma energía disponible?.
4. ¿Cuál sería la energía necesaria para transportar el gasto total del ejemplo 5.2, considerando que
no existiera la válvula? ¿Cuales serían los gastos en cada tubería?.
5. Dos estanques están conectados por tres tuberías en paralelo cuyos diámetros son D , 2 D y
3 D . Las tres tuberías tienen la misma longitud y el mismo valor de f de Darcy. ¿Cuál es el gasto
en la tubería mayor si el gasto en la tubería menor es de 30 l/s?.
6. Hallar el gasto en cada uno de los ramales del sistema en paralelo mostrado en la figura
1L = 80 m 1D = 4’’ 1f = 0,018
2L = 120 m 2D = 6’’ 2f = 0,018
3L = 300 m 3D = 10’’ 3f = 0,025
La elevación del punto B es 112,80 m
La elevación del punto C es 115,10 m
La presión del punto B es 4 kg/cm2
La presión del punto C es 2,5 kg/cm2
B C
2
3
1238
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
7. Hallar el gasto en cada uno de los ramales del sistema en paralelo mostrado en la figura
Q = 0,400 m3/s 1L = 220 m 1D = 8’’ 1f = 0,025
2L = 280 m 2D = 10’’ 2f = 0,020
3L = 390 m 3D = 6’’ 3f = 0,028
8. Determinar el gasto en cada ramal del sistema para Q = 2 m3/s
1L = 100 m 1D = 10’’ 1f = 0,030
2L = 120 m 2D = 8’’ 2f = 0,025
3L = 120 m 3D = 8’’ 3f = 0,025
4L = 100 m 4D = 10’’ 4f = 0,030
9. La tubería de alimentación mostrada en la figura tiene una longitud de 500 m, un diámetro de
8’’ y un coeficiente f de 0,025. Calcular cuál debe ser la presión p para que el gasto en el
ramal 2 sea de 50 l/s.
B C
2
3
1
1
2
3
4
p
100 m
80 m
1
2
3
239
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
1L = 250 m 1D = 4’’ 1f = 0,02
2L = 300 m 2D = 6’’ 2f = 0,022
3L = 100 m 3D = 4’’ 3f = 0,015
10. En la figura se muestran dos sistemas de tuberías ¿Cuál de ellas tiene mayor capacidad (para una
misma energía disponible)?. Considerar f = 0,02 en todas las tuberías.
11. Para el sistema mostrado en la figura se tiene que cuando el gasto es de 700 l/s la presión en el
punto 3, de empalme con una tubería, es de 1 kg/cm2. Se trata de aumentar el caudal a 900 l/s.
La presión en el punto 3 debe ser 1,5 kg/cm2. Determinar cuál es el diámetro que debe tener una
tubería de 400 m de largo, colocada paralelamente a la anterior para cumplir con lo señalado
( f es 0,025 en todas las tuberías).
Tramo 1-2 : 800 m, 24’’
Tramo 2-3 : 400 m, 18’’
12. Dos estanques están conectados por dos tuberías en paralelo. Los datos son
1L = 1 200 m 1D = 12’’ 1f = 0,022
2L = 800 m 2D = 10’’ 2f = 0,03
Si el gasto en la primera tubería es de 50 l/s. ¿Cuál es el gasto en la segunda?
(a)
(b)
Q
2
20"
800 m
16"
500 m
12"
300 m
14"18" 12"
1 000 m
600 m 200 m
10"
800 m
Q
1
z 1
1
2
3
240
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
13. Entre dos estanques hay una diferencia de nivel de 6 m. Están conectados por un sistema que
consta de un primer tramo formado por una tubería de 20’’ de diámetro y 2 500 m de longitud. Esta
tubería se bifurca dando lugar a ramales de 10’’ y de 2 500 m de longitud cada uno. Estos ramales
concurren en paralelo en el segundo estanque. Considerar f = 0,03 para todas las tuberías.
Hallar el gasto.
14. Para un sistema de tuberías en paralelo se tiene
1L = 100 m 1D = 14’’ 1f = 0,018
2L = 156 m 2D = 12’’ 2f = 0,0122
Al colocar una válvula en el primer ramal hay unan disminución del 11 % en el gasto total.
Calcular el valor K de la válvula.
15. Calcular el gasto en cada ramal.
1L = 120 m 1D = 6’’
2L = 130 m 2D = 4’’
3L = 130 m 3D = 4’’
4L = 120 m 4D = 6’’
Considerar f = 0,02 para todas las tuberías. En el ramal 2 hay una válvula check totalmente
abierta.
16.
1L = 200 m 1D = 4’’ 1f = 0,02
2L = 250 m 2D = 6’’ 2f = 0,025
3L = 400 m 3D = 8’’ 3f = 0,030
1
2
3
H = 30 m
4
válvula
H
2 3
1
241
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
Si la diferencia de nivel H entre ambos estanques es de 10 m, calcular el gasto en cada ramal.
¿Cuál debe ser el valor de H para que el gasto sea de 300 l/s?
Determinar la longitud de una tubería equivalente que reemplace al sistema (para H = 10 m).
17. La tubería 1 tiene 300 m de longitud y 4’’ de diámetro. Suponiendo que ésta sea la única tubería
de desagüe, determinar la longitud que debe tener una tubería en paralelo (2) del mismo diámetro
para que el gasto en la tubería 1 aumente en 50 %.
Calcular cuál sería el porcentaje de aumento en el gasto, si además del tubo anterior se coloca una
tubería (3) en paralelo de 50 m de largo y 3’’ de diámetro. ( f = 0,02 en todas las tuberías)
18. Calcular la elevación que debe tener el estanque para que el gasto que ingrese a él sea de 10 l/s.
1L = 150 m 1D = 6’’
2L = 80 m 2D = 4’’ f = 0,025
3L = 40 m 3D = 4’’
19. Dos reservorios tienen una diferencia de nivel constante de 220 ft. Están unidos por medio de
una tubería de 9’’ de diámetro y 2,5 millas de largo. A una milla del reservorio más alto la tubería
tiene una salida que descarga 1,5 ft3/s.
Asumiendo para f un valor constante de 0,036 calcular la velocidad con la que el agua entra
al segundo reservorio. No se consideren pérdidas de cargas locales .
1
H
2
3
válvula
p = 4 kg/cm2
0
?
1 3
2
10 l/s
242
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
20. En la tubería 1 la velocidad es 1,5 m/s. Calcular el gasto en cada ramal y el valor que debe tener
H .
1L = 300 m 2L = 300 m 3L = 300 m 4L = 600 m 5L = 800 m
1D = 8’’ 2D = 12’’ 3D = 18’’ 4D = 12’’ 5D = 12’’
Considerar f = 0,018 en todas las tuberías.
21. En el sistema de tres reservorios mostrados en la figura las tuberías tienen un coeficiente de
Darcy igual a 0,025. Se sabe que 21 HH + = 10 m; 1L = 150 m; 2L = 70 m; 3L = 90 m;
321 DDD == = 6’’. Se pregunta: a) ¿Cuáles deben ser los valores de 1H y 2H para que 2Q
sea cero?, b) ¿Cuáles serían los valores de 1Q y 2Q si 1H fuera cero?.
22. En el sistema de 3 reservorios mostrado en la figura del problema anterior las tuberías tienen un
coeficiente HC = 100. Se sabe que 12 HH − = 5 m; 1L = 800 m; 2L = 600 m; 3L = 1 200 m;
321 DDD == = 12’’. Se pregunta: a) ¿Cuáles deben ser los valores de 1H y 2H para que 2Q
sea cero?, b) ¿Cuáles serían los valores de 1Q y 2Q si 1H fuera cero?.
H
2
3 4
5
1
1z
P
z 2
z 3
1
1
2
3
H1
H2
243
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
23. En la figura se muestra una sistema de 3 reservorios. La válvula check ubicada en la tubería 1 está
completamente abierta de modo que para un gasto de 250 |/s produce una pérdida de carga de
0,80 m. Calcular la longitud que debe tener la tubería 2.
24. Calcular el gasto en cada uno de los ramales del sistema mostrado en la figura.
1z = 100 m 2z = 90 m 3z = 80 m
1L = 4 km 2L = 6 km 3L = 5 km
1D = 10’’ 2D = 8’’ 3D = 6’’
Considerar HC = 120 para todas las tuberías.
25. Hallar el caudal en cada uno de los ramales del sistema
Considerar f = 0,028 en todas las tuberías.
1 1
2
14"; 1 000 m
14"; 3 000 m
10"
180 m
120 m
150 m
1z
P
z 2
z 3
1
2
3
1P
2P600 m
600 m 1 00
0 m
300 m 300 m
24"
18"
18"
18"
18"
350 l/s
0,30 m
100 m
103 m
244
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
26. Calcular la potencia de salida de la turbina mostrada en la figura (eficiencia 0,9)
27. El estanque 1 alimenta al sistema mostrado por medio de dos tuberías que totalizan 600 |/s. Las
tuberías se juntan en el punto P en el que reciben a otra tubería que viene del estanque 2. Del
nudo P sale una tubería en cuyo extremo hay una turbina. En el punto B la presión es de –2,5 m
( HC = 100 para todas las tuberías). Determinar la potencia teórica generada por la turbina.
28. Calcular la potencia que debe tener la bomba para que el caudal en la tubería 3 sea de 40 |/s
(ν = 10-6 m2/s). Eficiencia 0,75
P
6"; 800 m; 0,019
18"
; 1
 50
0 m
; 0
,02
12"; 550 m; 0,019
100 m
125 m
T
Q = 300 l/s
150 m
218 m
150 m
140 m
100 m
1
2
18" 2 500 m
24"
 1
 20
0 m
P 36" 4 000 m
A B
20" 4 000 m
P
124 m
0
B
1
3
2
4
100 m
126 m
245
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
Tubería 1 : L = 300 m; D = 18’’; k = 0,00015
Tubería 2 : L = 1 500 m; D = 18’’; k = 0,00015
Tubería 3 : L = 600 m; D = 10’’; k = 0,000045
Tubería 4 : L = 600 m; D = 12’’; k = 0,000045
29. En el sistema mostrado en la figura la bomba B suministra a la corriente una potencia de 76 HP.
El gasto es de 250 |/s. Calcular cuál es la elevación de la superficie libre en el estanque C.
Eficiencia 0,8.
1L= 20 m; 1D = 16’’; 1f = 0,025
2L = 180 m; 2D = 14’’; 2f = 0,018
30. Se tiene una red de distribución de agua
Los puntos P1 y P2 se encuentran al nivel 0,0 m.
En los puntos A, B y C la presión debe ser de 15 m de columna de agua y el gasto de 8 |/s.
1L = 200 m
2L = 50 m
3L = 30 m
4L = 80 m
5L = 100 m
18 m
C
5 m
B
1
2
A
válvula
K = 2,5
+ 0,40 m
B
1
2 + 0,20 m
- 0,30 m
0 m
3
4
5P1 P2
A
B
C
Considere f = 0,018 para todos los tubos. Calcular la potencia
que debe tener la bomba (eficiencia del 85 %).
246
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
31. Una tubería de abastecimiento de agua tiene una longitud de 1 200 m y un diámetro de 24’’. El
coeficiente de Darcy es 0,022. La energía disponible es de 12 m.
Por razones del servicio que da la tubería se requiere aumentar su caudal en 30 %. Hay dos
posibilidades. Una es instalar una bomba. La otra es instalar una tubería en paralelo de iguales
características a la existente. Cuál de las alternativas es más económica.
La eficiencia de la bomba es 0,8
El costo de la tubería es S/. 5 000 por m instalado
El costo del HP instalado es S/. 15 000
(comparar sólo los costos iniciales)
32. Se tiene una tubería de 20’’ de diámetro. Su longitud es de 2 000 m. La energía disponible es de
10 m. Calcular el gasto usando: a) La fórmula de Darcy, b) La fórmula de Hazen y Williams. La
tubería es muy lisa.
33. El gasto entregado por el sistema mostrado en la figura debe ser 800 |/s. Determinar la potencia
que debe tener la bomba, cuya eficiencia es de 0,8. Para todas las tuberías HC =120.
34. De acuerdo a la figura, ¿Qué diámetro debe tener la conducción para elevar 70 |/s?. Las tuberías
son de fierro fundido, nuevas. La potencia de la bomba es 122,3 HP (eficiencia 0,8). El fluido es
agua con una viscosidad de 1,4 x 10-6 m2/s. Se dispone de tuberías de 6’’, 8’’ y 10’’ de diámetro.
La máxima presión negativa admisible es –6 m.
90 m
P
85 m
B
0 m
70 m
18"5 000 m 1
4 "
6 000 m
5 000 m
30"
18" 
 6 
000
 m
3 m
33 m
B
300 m
600 m
247
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
35. Una tubería de 18’’ de diámetro, fuertemente corroída, tiene una rugosidad de 1 mm. Con la
potencia instalada (una bomba) se bombea en la actualidad un caudal de 300 |/s. Se trata ahora
de bombear un caudal mayor con la misma potencia instalada, cambiando la tubería por una
más lisa ( k = 0,00025 m). ¿En cuanto aumentará el caudal?
36. Una tubería de abastecimiento de agua debe entregar uniformemente a lo largo de su recorrido
0,5 |/s por metro de recorrido. La longitud total es de 2 000 m y debe llegar al extremo final
140 |/s. La cota piezométrica inicial es de 42 m y la presión final es de 34 m. La tubería tiene
una rugosidad k = 2,5 x 10-4 m. La temperatura del agua es de 20 °C. Calcular el diámetro, y la
presión que existirá en el punto medio.
37. De un tanque sale una tubería de 8’’ de diámetro y 1 000 ft de longitud. Esta tubería se bifurca
en ramales de 6’’ de diámetro y 500 ft de largo. Los extremos descargan libremente en la
atmósfera. Uno de los ramales tiene bocas de descarga distribuidas uniformemente a lo largo de
la tubería de modo que la descarga de todas ellas es igual a la mitad del gasto en la tubería (la
otra mitad descarga por la boca final). Las bocas de los dos ramales están al mismo nivel (50 ft
debajo de la superficie libre del tanque). Calcular el gasto en cada ramal. Despreciar las pérdidas
de carga locales. Considerar f = 0,024 (constante).
38. Al cabo de 6 años de uso una tubería de fierro fundido ha duplicado el valor de su rugosidad
absoluta.
Calcular la pérdida de carga que tendrá esta tubería, de 12’’ de diámetro, para un gasto de 250 |/s,
después de 20 años de servicio. La longitud de la tubería es 1 800 m.
39. Una tubería nueva de 30’’ de diámetro tiene un valor de f igual a 0,0168 para una velocidad
de 4,6 m/s. Después de 10 años de servicio tiene un valor de f igual a 0,022, para una
velocidad de 3,5 m/s. Calcular cuál será el valor de f al cabo de 15 años de servicio, para una
velocidad de 4 m/s.
40.
Calcular el caudal en cada una de las tuberías de la red. Se sabe que
B D
A C
400 l/s
248
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
En los puntos B, C y D las descargas son de 80, 120 y 200 |/s, respectivamente.
Tramo L D HC 
AB 
AC 
BC 
BD 
CD 
 320 m 
 810 m 
1 200 m 
1 000 m 
 300 m 
8” 
6” 
6” 
6” 
6” 
 90 
 120 
 120 
 120 
 110 
249
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
PROBLEMAS COMPLEMENTARIOS
(Capítulos I al V)
Problema 1
En una tubería de radio r la distribución de velocidades se expresa por
x
maxh r
hVV
1



=
Encontrar las expresiones para el cálculo de los coeficientes de Coriolis y Boussinesq. Hallar los
valores particulares para x igual 7.
Problema 2
La longitud de un tubo cónico vertical es de 10 m. La velocidad en el punto 1 (extremo superior) es de
9 m/s y en el extremo inferior es de 3 m/s (punto 2). La presión en el punto 2 equivale a 15 m de columna
de agua. Encontrar la presión en el punto 1, en kg/cm2.
El fluido es petróleo de peso específico relativo 0,93. Entre los extremos 1 y 2 del tubo existe una
pérdida de carga fh cuyo valor es
( )
g
VV
2
98,0
2
21 −
Problema 3
Una tubería horizontal de 10’’ de diámetro y 500 m de largo conduce 0,20 m3/s de aceite de viscosidad
1,5 poise y peso específico relativo 0,8. La presión en el punto inicial es de 4 kg/cm2 y en el punto final
es de 3 kg/cm2.
Dibujar la línea piezométrica y la línea de energía. Calcular el número de Reynolds.
Problema 4
De un estanque sale una tubería de 4’’ de diámetro cuyo punto de descarga está 10 m por debajo de
la superficie libre del estanque.
Las pérdidas de carga en el sistema equivalen a cuatro veces la carga de velocidad. Calcular el gasto
y dibujar las líneas de energía y de gradiente hidráulica.
250
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Problema 5
En una tubería hidráulicamente lisa de 0,75 m de diámetro se ha determinado que la distribución de
velocidades es
hV = 0,937 log h + 3,81
Calcular el gasto.
Problema 6
En una tubería horizontal el gasto es de 0,5 l/s. El diámetro es de 6 cm. La viscosidad del fluido es
8 x 10-4 kg-s/m2 y su densidad relativa es 0,86. Calcular el valor de la velocidad máxima.
Problema 7
En un canal muy ancho, cuyo fondo está constituido por partículas de diámetro uniforme y cuyo
tirante es de 2 m, se ha determinado que la distribución vertical de velocidades es
hV = 0,499 ln 75,38 h
La temperatura del agua es de 15 °C, Calcular
a) La rugosidad absoluta
b) La velocidad media
c) La velocidad máxima
d) El gasto específico
e) El coeficiente C de Chezy
f) La pendiente de la superficie libre
g) A que distancia del fondo la velocidad es igual a la velocidad media
h) La velocidad a una profundidad 0,6 y (a partir de la superficie)
i) El promedio de las velocidades a las profundidades 0,2 y 0,8 del tirante (a partir de la superficie).
j) El esfuerzo de corte sobre el fondo.
Problema 8
En un canal muy ancho cuyo tirante es de 1,5 m se ha medido la velocidad a dos profundidades
diferentes.
A 0,50 m del fondo se encontró 1,41 m/s y a 1,00 m del fondo la velocidad fue 1,49 m/s. Calcular
a) La velocidad media
b) La velocidad máxima
c) La pendiente de la superficie libre
251
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
Problema 9
Se tiene una tubería de 1 000 m de largo y 8’’ de diámetro que lleva agua a 20 °C. La tubería es de
fierro fundido bastante oxidado. El punto inicial está en la cota 218,50 m y tiene una presión de 2,5
kg/cm2. El punto final está en la cota 219,20 y tiene una presión de 1 kg/cm2.a) Decir si la tubería es hidráulicamente lisa o rugosa
b) Calcular el coeficiente C de Chezy
c) Calcular la velocidad máxima
d) Calcular el coeficiente f de Darcy
e) Calcular la velocidad media y el gasto
Problema 10
En un canal muy ancho la velocidad superficial es 2,5 m/s y la velocidad media es 2,2 m/s. El gasto
es de 4 m3/s/m. Calcular la pendiente de la superficie libre y la rugosidad del fondo. La temperatura del
agua es 20 °C.
Problema 11
Demostrar que en una tubería lisa de 30’’ de diámetro en la que circula petróleo de viscosidad 10-4 m2/
s, la pérdida de carga por kilómetro está dada por la expresión siguiente
75,1KVhf =
siendo fh la pérdida de carga, V la velocidad media y K una constante. La validez de la fórmula
propuesta está limitada a un rango de velocidades comprendido entre 0,5 y 4 m/s. Hallar el valor
numérico de K .
Problema 12
Se requiere conducir a través de una tubería de fierro galvanizado de 1 200 m de longitud, un caudal de
3,5 m3/s de aire, a 15 °C. La viscosidad es 1,451 x 10-5 m2/s. ¿Qué diámetro de tubería comercial se
necesita si la pérdida de carga es de 200 mm de columna de agua?. El peso específico del aire es 1,226
kg/m3 .
Problema 13
Se tiene una tubería de 1 000 m de longitud y 0,20 m de diámetro. La rugosidad absoluta es de 1 mm.
Circula agua a una velocidad de 4 m/s. La viscosidad es 10-6 m2/s. Calcular la pérdida de carga
considerando que las paredes son hidráulicamente rugosas. No se debe utilizar ábacos.
252
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Problema 14
Por una tubería lisa de 0,40 m de diámetro fluye agua de viscosidad 10-6 m2/s. El caudal es de 400 |/s.
a) Hallar la pendiente de la línea piezométrica.
b) Hallar el espesor de la subcapa laminar.
c) ¿Cuál sería la rugosidad máxima aceptable en la tubería para que siga comportándose como
hidráulicamente lisa?.
Problema 15
Sabemos que el flujo turbulento en una tubería da lugar a una distribución de velocidades que puede
ser descrita por
71
1 


−=
r
hVV maxh
expresión en la que hV es la velocidad a la distancia h del contorno, maxV es la velocidad en el eje,
r es el radio de la tubería.
Si el gasto en la tubería es Q calcular la energía cinética total en función de Q , r y la densidad del
fluido. Comparar esta energía con la que se obtendría para el mismo gasto Q en el caso de un
movimiento laminar en la tubería. ¿Cómo se explica la diferencia en energía cinética?.
Problema 16
En una tubería fluye agua (20 °C) con una velocidad media de 2,4 m/s. El coeficiente f de Darcy es
0,019. Hallar el esfuerzo medio de corte sobre el contorno.
Problema 17
En una tubería de 4’’ de diámetro fluye agua con una velocidad de 0,8 m/s (20 °C). El coeficiente f
de Darcy es 0,025. Hallar la velocidad de corte.
Problema 18
Calcular el diámetro que debe tener una tubería de fierro fundido nuevo para llevar 0,240 m3/s. La
viscosidad del agua es de 1,2x10-6 m2/s. La longitud de la tubería es de 800 m. La pérdida de carga
no debe ser superior a 15 m. La velocidad media no debe ser superior a 3 m/s ni inferior a 1 m/s. Se
dispone de tubos de 12’’, 14’’ y 16’’.
253
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
Problema 19
De un estanque sale una tubería de 0,80 m de diámetro en sus primeros 200 metros y luego 0,60 m de
diámetro en los últimos 50 m. La embocadura es redondeada ( K = 0,2). La contracción es brusca. La
energía disponible es de 10 m. La temperatura es de 20 °C. La tubería es de fierro fundido nuevo.
a) Hallar el caudal
b) Hallar la potencia del chorro
c) ¿Qué potencia tendría el chorro si se colocara una boquilla convergente que reduce el diámetro
a la mitad? ¿Cuál es el nuevo caudal?. Considerar Vc = 0,9
Problema 20
Dos estanques están unidos por una tubería de fierro galvanizado que tiene 6’’ de diámetro en sus
primeros 10 m, 8’’ en sus segundos 10 m y 6’’ en los terceros 10 m. La diferencia de nivel entre los
reservorios es de 10 m. La embocadura es de bordes agudos. Los cambios de sección son bruscos.
Calcular al caudal, y cada una de las pérdidas de carga. Fluye agua a 20 °C.
Problema 21
Hallar la longitud que debe tener una tubería de 10’’ de diámetro, cuyo punto de descarga está 10 m
por debajo de su estanque alimentador, para que la pérdida de carga continua sea el 50 % de la
energía disponible. La embocadura es con bordes agudos. La tubería es de fierro fundido nuevo. La
temperatura del agua es 15 °C.
Problema 22
Calcular el gasto y la pérdida de carga en cada tubería. Considere HC = 100.
600 l/s
18"
 
 1 8
00 
m 14" 1 600 m
16" 
 1 
500 
m
16" 1 700 m
12" 2 200 m
254
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Problema 23
De un estanque sale una tubería de abastecimiento de agua de 3 200 m de longitud. El primer tramo es
de 10’’ y mide 1 200 m. El segundo tramo es de 12’’ y mide 1 300 m. El tercer tramo es de 10’’.
Toda la tubería es de fierro fundido viejo. Dibujar una curva gasto-energía disponible para valores de
la energía comprendida entre 15 y 40 m. (Se sugiere usar la fórmula de Hazen y Williams y el método
de la tubería equivalente)
Problema 24
Un depósito de almacenamiento de agua desagua a través de una tubería de 24’’ de diámetro (acero
ribeteado) la que recorre 1 800 m y se bifurca en ramales de 12’’ y 14’’. El primero tiene 800 m de
longitud y descarga libremente a la atmósfera en un punto ubicado 25 m debajo de la superficie libre
del estanque alimentador.
El ramal de 14’’ tiene una longitud de 1 600 m; de su punto medio sale un ramal de 6’’ y 500 m de largo.
Ambas bocas de descarga se encuentran 10 m por debajo del punto de descarga de la tubería de 12’’.
Los ramales son de fierro fundido viejo. Calcular el gasto en cada boca de descarga.
Problema 25
Se tiene una tubería de 1 m de diámetro que da servicio a lo largo de su recorrido de modo que cada 0,5
m tiene una salida que descarga 25 litros por segundo.
El gasto inicial es de 1 m3/s. Calcular la pérdida de carga que se producirá en el tramo de longitud L ,
que es necesario para que el gasto inicial haya disminuido a la mitad. Considere que f es constante
e igual a 0,025.
Problema 26
De un estanque sale una tubería compuesta de dos tramos en serie. El primero tiene un diámetro de
0,20 m y una rugosidad absoluta k de 10-4 m. El segundo tiene una longitud de 800 m, un diámetro de
0,40 m y una rugosidad absoluta k de 5x10-5 m. La carga disponible es de 50 m. La viscosidad del agua
es de 10-6 m2/s.
Calcular la longitud mínima que debe tener el primer tramo para que el segundo tramo se comporte
como una tubería hidráulicamente lisa. No considerar pérdidas de carga locales.
255
Diseño de conducciones y redesCapítulo V
Problema 27
Para el sistema mostrado en la figura, calcular el gasto
p = 2 atmósferas
EK = 0,5 (entrada)
VK = 2 (válvulas)
CK = 0,2 (codo)
L (total) = 100 m
k = 3x10-5 m
D = 25 mm
ν = 10-6 m2/s
p
3 m
3 m
1 m
257
Cálculo de canalesCapítulo VI
CAPITULO VI
CALCULO DE CANALES
6.1 Condiciones normales
Los aspectos teóricos más importantes del flujo uniforme en canales han sido ya presentados
en los capítulos I y II. Ahora, en este capítulo VI, se expone esencialmente el cálculo de
canales. Es decir, el dimensionamiento de la sección transversal para conducir un gasto dado
en determinadas condiciones.
Supongamos que en un canal escurre libremente un caudal Q . El movimiento es permanente
y uniforme. La profundidad del agua (tirante) está determinada por la pendiente, la rugosidad,
la forma de la sección transversal y por el caudal Q , que según hemos dicho antes se
supone que es constante. El tirante con el que escurre el agua (o cualquier otro líquido) en
estas condiciones se llama tirante normal. El tirante normal es, pues,el que caracteriza al
movimiento permanente y uniforme. Si el movimiento fuera, por ejemplo, gradualmente variado
habría para cada sección un tirante diferente del normal (mayor o menor según el caso). Al
respecto se puede observar la Figura 1.4.
En el capítulo II hemos establecido la ecuación general para el cálculo de la velocidad media
en un conducto
RSCV = (6-1)
en el cual V es la velocidad media, C el coeficiente de Chezy, R el radio hidráulico y S la
pendiente.
258
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Esta ecuación corresponde a una sección determinada cuyo radio hidráulico R implica un
tirante " y " que es el tirante normal. Esta ecuación (6-1) llamada de Chezy fue establecida en
el capítulo II (ec. 2-42) mediante consideraciones teóricas basadas en las ecuaciones de
Karman-Prandtl. Lo esencial en esta ecuación es que el coeficiente C de Chezy tiene una
estructura que es función de las características del escurrimiento y de la naturaleza de las
paredes. La expresión general del coeficiente C es
72
6log18 δ
+
= k
RC
(6-2)
R es el radio hidráulico, k la rugosidad absoluta y δ el espesor de la subcapa laminar.
Según los valores relativos de k y de δ el contorno puede considerarse hidráulicamente liso
o hidráulicamente rugoso. Esta ecuación aparece en la forma presentada por Thijsse. La
ecuación de Chezy resulta ser entonces,
RSk
RV
72
6log18 δ
+
= (6-3)
El gasto se obtiene inmediatamente a partir de la ecuación de continuidad.
Los valores de la rugosidad absoluta k pueden obtenerse de la Tabla 6.1 que es una ampliación
de la Tabla 2.1 (o de la Tabla 4.4).
La velocidad media puede expresarse también por medio de la ecuación de Colebrook White,
estudiada el capítulo III



+−=
RSRgR
kRSgV
 84
51,2
8,14
log82 ν (6-4)
Esta ecuación es equivalente a la de Chezy.
Como en muchos casos el canal es hidráulicamente rugoso las ecuaciones 6-3 ó 6-4, que
son generales, pueden fácilmente reducirse a este caso particular.
259
Cálculo de canalesCapítulo VI
TABLA 6.1
VALORES DE LA RUGOSIDAD ABSOLUTA k
NOTA: Téngase presente que el valor de k señalado para los contornos muy rugosos (roca,
fondo de arena, etc.) es absolutamente referencial y sujeto a grandes variaciones
según las circunstancias de cada caso particular.
MATERIAL k (m) 
Tubos muy lisos sin costura (vidrio, cobre, acero 
nuevo con superficie pintada, plástico, etc.) 
Fierro forjado 
Acero rolado, nuevo 
Acero laminado, nuevo 
Fierro fundido, nuevo 
Fierro galvanizado 
Fierro fundido, asfaltado 
Fierro fundido, oxidado 
Acero remachado 
Cemento enlucido 
Asbesto cemento, nuevo 
Concreto centrifugado, nuevo 
Concreto muy bien terminado, a mano 
Concreto liso 
Concreto bien acabado, usado 
Concreto sin acabado especial 
Concreto rugoso 
Duelas de madera 
Piedra asentada y bien lisa 
Revestimiento de piedra 
Grava 
Piedra pequeña 
Piedra grande 
Roca 
Tierra (lisa) 
Fondo con transporte de arena 
Acequia con vegetación 
 
1,5 x 10-6 
4,5 x 10-5 
5 x 10-5 
4 x 10-5 – 10-4 
2,5 x 10-4 
1,5 x 10-4 
1,2 x 10-4 
1 x 10-3 – 1,5 x 10-3 
0,9 x 10-4 – 0,9 x 10-3 
4 x 10-4 
2,5 x 10-5 
1,6 x 10-4 
10-5 
2,5 x 10-5 
2 x 10-4 – 3 x 10-4 
10-3 – 3 x 10-3 
10-2 
1,8 x 10-4 – 9 x 10-4 
5 x 10-4 
2 x 10-3 
10-2 
2 x 10-2 
5 x 10-2 
0,1 
3 x 10-3 
10-2 – 5 x 10-2 
0,1 
260
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
6.2 Fórmulas antiguas
Desde el Siglo XVIII se conocía la ecuación de Chezy (6-1), pero se ignoraba la naturaleza y
estructura del coeficiente C . La fórmula se originó en 1 768 cuando Chezy recibió el encargo
de diseñar un canal para el suministro de agua a París.
Hubo una larga época en la que se consideró que el coeficiente C era constante e igual a 50,
para cualquier río.
Examinaremos brevemente algunas de las numerosas fórmulas de origen experimental que
en el pasado se estableciera para el coeficiente C .
Las fórmulas que presentaremos a continuación son las de Ganguillet-Kutter, Kutter y Bazin.
Las tres fórmulas se caracterizan por corresponder a la siguiente expresión genérica
R
Y
XC
+
=
1
(6-5)
Los valores de X e Y corresponden a cada fórmula particular. R es el radio hidráulico. C
es el coeficiente a usarse en la ecuación de Chezy.
a) Fórmula de Ganguillet-Kutter
La fórmula, establecida en 1 869 por los ingenieros suizos E. Ganguillet y W. R. Kutter, se
basó en numerosas mediciones, incluyendo el río Mississippi. Durante muchos años estuvo
bastante extendido el uso de esta fórmula. Su expresión es
R
n
S
SnC



++
++
=
00155,0231
00155,0123
 (6-6)
C es el coeficiente de Ganguillet-Kutter a usarse en la fórmula de Chezy (6-1), S es la
pendiente, R el radio hidráulico y n un coeficiente de rugosidad (de Kutter), cuyos valores
aparecen en la Tabla 6.2.
261
Cálculo de canalesCapítulo VI
Conviene comentar algunas particularidades de esta fórmula. Si el radio hidráulico es igual a
1 entonces C resulta ser independiente de la pendiente y la fórmula se reduce a
n
C 1= (6-7)
Según señala King, la pendiente S fue introducida en la fórmula de Ganguillet-Kutter para
lograr concordancia con las mediciones efectuadas por Humphreys y Abbott en el río
Mississippi. Sin embargo, parecería que los errores (10 a 15 %) que tuvieron esas mediciones
orientaron erróneamente a Ganguilllet y Kutter. Algunos piensan que si no se hubiera introducido
la influencia de la pendiente, los resultados de la fórmula serían más precisos.
Se observa que la fórmula de Ganguillet-Kutter corresponde a la forma genérica de la ecuación
6-5.
La fórmula de Ganguillet-Kutter en el sistema de unidades inglesas es
R
n
S
nSC



++
++
=
00281,065,411
811,100281,065,41
(6-8)
b) Fórmula de Kutter
Para pendientes mayores que 0,0005 (1/2 000) la fórmula de Ganguillet-Kutter tiene una
forma particular establecida por Kutter y que es independiente de la fórmula (6-6). La fórmula
es
Rm
RC
+
=
100
(6-9)
Los valores del coeficiente de rugosidad m son diferentes de los valores de n (Kutter). R es
el radio hidráulico. C es el coeficiente a usarse en la ecuación de Chezy. Los valores de m
aparecen en la Tabla 6.3.
262
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
TABLA 6.2
VALORES DEL COEFICIENTE n DE KUTTER QUE GENERALMENTE
SE USA EN LOS DISEÑOS.
SUPERFICIE n 
Superficie metálica, lisa, sin pintar 
Superficie metálica, lisa, pintada 
Superficie metálica, corrugada 
Cemento liso 
Mortero de cemento 
Madera cepillada 
Madera sin cepillar 
Tablones sin cepillar 
Concreto liso 
Concreto bien acabado, usado 
Concreto frotachado 
Concreto sin terminar 
Gunita (sección bien terminada) 
Gunita (sección ondulada) 
Superficie asfáltica lisa 
Superficie asfáltica rugosa 
Tierra, limpia, sección nueva 
Tierra, limpia, sección antigua 
Tierra gravosa 
Tierra, con poca vegetación 
Tierra, con vegetación 
Tierra, con piedras 
Tierra, con pedrones 
Para secciones circulares (trabajando como canal) 
Metal, liso 
Acero soldado 
Acero riveteado 
Fierro fundido 
Cemento 
Vidrio 
0,012 
0,013 
0,025 
0,011 
0,013 
0,012 
0,013 
0,014 
0,013 
0,014 
0,015 
0,017 
0,019 
0,022 
0,013 
0,016 
0,018 
0,022 
0,025 
0,027 
0,035 
0,035 
0,040 
 
0,010 
0,012 
0,016 
0,013 – 0,014 
0,011 – 0,013 
0,010 
263
Cálculo de canalesCapítulo VI
TABLA 6.3
VALORES DEL COEFICIENTE m DE RUGOSIDAD A USARSE EN LA FORMULA DE
KUTTER PARA PENDIENTES MAYORES QUE 0,0005
 
CATEGORIA 
 
FORMA 
 
DESCRIPCION 
 
m 
I 
II 
SemicircularSuperficie muy lisa. Cemento muy pulido 
Superficie bastante lisa. Madera cepillada 
0,12 
0,15 
III 
IV 
 
V 
VI 
VII 
VIII 
IX 
Rectangular 
y 
Otras 
Superficie bien terminada 
Superficie usada. Tuberías de abastecimiento 
de agua con mucho tiempo de servicio, pero 
sin grandes incrustaciones 
Piedra labrada bien acabada 
Piedra no bien terminada, usada 
Piedra rústica, fondo con poco lodo 
Piedra mal terminada, fondo fangoso 
Piedra antigua, sin vegetación, fangoso 
0,20 
 
 
0,25 
0,30 - 0,35 
0,45 
0,55 
0,75 
1,00 
 
Xa 
Xb 
XIa 
 
 
XIb 
 
 
XII 
Trapecial 
Fondo rocoso. Ancho inferior a 1,50 m. Poca 
vegetación 
Sección definida, en tierra sin vegetación 
En tierra con fondo pedregoso o fangoso. 
Poca vegetación. Ancho superior a 2 m 
(corresponde a algunos arroyos y ríos) 
En tierra o piedra, lecho fangoso, con 
vegetación abundante (corresponde a 
algunos arroyos y ríos) 
En tierra con vegetación muy abundante. Con 
mal mantenimiento, lecho fangoso. Arrastre 
de fondo 
 
1,25 
1,50 
 
 
1,75 
 
 
2,00 
 
 
2,50 
 
264
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
c) Fórmula de Bazin
Esta fórmula fue establecida por Bazin en 1897
R
GC
+
=
1
87 (6-10)
C es el coeficiente a usarse en la fórmula de Chezy, R el radio hidráulico, G el coeficiente
de rugosidad de Bazin.
Los valores del coeficiente G aparecen en la Tabla 6.4 determinada por el autor de la fórmula
TABLA 6.4
VALORES DEL COEFICIENTE G DE RUGOSIDAD A UTILIZARSE
EN LA FORMULA DE BAZIN
Además de las tres fórmulas presentadas ha habido desde fines del siglo XIX una cantidad
enorme de ellas. Sólo a título ilustrativo podríamos mencionar las siguientes.
Knauff, quién en realidad presentó un conjunto de fórmulas, cada una de las cuales se aplica
según la forma de la sección y la naturaleza de las paredes. Utilizó el concepto de rugosidad
de Kutter.
CATEGORIA DESCRIPCION G 
1 
Contorno muy liso, perfectamente ejecutado. Plancha 
metálica. Cemento liso, madera muy cepillada. 
0,06 
2 Contornos lisos. Concreto bien acabado. 0,16 
3 Concreto sin pulir. Albañilería de piedra bien terminada. 0,46 
4 Canales en tierra, sin vegetación. 0,85 
5 
Canales en tierra con hierbas. Ríos de cauce irregular, 
sin vegetación. 
1,30 
6 
Canales en tierra con vegetación. Fondo de cantos 
rodados. Canales en tierra muy erosionados e 
irregulares. 
1,75 
265
Cálculo de canalesCapítulo VI
Siedek publicó en Viena en 1901 "una nueva fórmula para el cálculo de canales" que es en
realidad bastante complicada. Al igual que muchas fórmulas de esta época está basada en
modificaciones de las ideas de Kutter y Bazin.
Lindboe publico en 1910 una "nueva fórmula" para el cálculo de la velocidad media en corrientes
naturales.
Matakiewiez publicó en 1910 otra nueva fórmula para cursos naturales (ríos).
Hay muchas otras más como la de Christen (1903), Forchheimer (1915), Groeger (1914),
Scobey, etc.
Respecto a las fórmulas empíricas para el cálculo de la velocidad media es conveniente citar
lo escrito por el profesor Francisco Javier Domingez.
"Una crítica razonada y científica de las fórmulas anteriores no puede hacerse, pues, en
primer lugar, no descansan en base científica, sino que son fórmulas empíricas de resultados
experimentales y hay, además, dificultades de otro orden, que impiden una comparación
justa. En efecto, ¿Cómo pretender comparar las categorías fijadas por un experimentador
con las de otro?. Es evidente que en la primera categoría, que es la mejor definida, cabe una
comparación y en ella parece adaptarse mejor a las experiencias la de Bazin que la de
Ganguillet y Kutter y Manning; pero pasando a otras categorías, mientras más áspera es la
pared, más difícil es comparar. Hay otra dificultad y es determinar por simple inspección que
categoría de una fórmula que se quiere usar, corresponde a un canal existente, y es aún más
difícil proyectar un canal dándose a priori la categoría que debe asignársele. Por otra parte, la
rugosidad de pared de un lecho cambia si está sujeto a posibles embancamientos,
deformaciones y vegetaciones, variables de una estación a otra: estamos lejos de haber
expresado en fórmulas la asperidad de la pared de los canales, variable desde un cemento
liso hasta una roca’’.
6.3 Fórmula de Manning
Es la fórmula cuyo uso se halla más extendido en la actualidad. Proviene de considerar que
en la fórmula de Chezy el coeficiente C es
n
RC
6
1
= (6-11)
de donde al sustituir en 6-1 se obtiene la fórmula de Manning
266
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
n
SRV
2
1
3
2
= (6-12)
y el gasto es
n
SARQ
2
1
3
2
= (6-13)
Los valores del coeficiente de rugosidad son los de Kutter (Tabla 6.2), los mismos que se
utilizan en la fórmula de Ganguillet-Kutter (6-6).
Se observa que las dimensiones de n son 3
1
−
TL . En consecuencia, al tener n unidades
debería de cambiar de un sistema de unidades a otro. Sin embargo, desde el principio se
impusieron los valores de n determinados por Kutter (sistema métrico decimal) y se halló
una solución práctica que consiste en considerar a n como adimensional e incorporar en la
ecuación de Manning, en unidades inglesas, un factor de corrección que es parte de la fórmula.
Así se tiene, que en el sistema de unidades inglesas, la ecuación de Manning es
2
1
3
2486,1 SR
n
V = (6-14)
Las unidades de 1,486 son ft1/3 /sec. (1,486 = 3,28081/3). En el sistema métrico decimal la
constante vale 1 y sus unidades son m1/3/s.
Dado el carácter empírico de la fórmula de Manning debe esperarse que su validez esté
limitada a determinadas condiciones.
Rouse, en su "Hidráulica" señala que: "La fórmula de Manning es aceptable para valores
intermedios de la rugosidad relativa. Tampoco hay que olvidar que una expresión de este tipo
no puede englobar la acción de la viscosidad. Es, pues, de suponer que su poca exactitud
disminuya con números de Reynolds bajos".
En la literatura europea es frecuente que la fórmula aparezca con el nombre de Strickler o de
Manning-Strickler y con la siguiente forma
2
1
3
2
SkRV = (6-15)
siendo,
267
Cálculo de canalesCapítulo VI
n
k 1= (6-16)
La ecuación de Strickler se conoce frecuentemente en los libros técnicos franceses con el
nombre de fórmula de Gauckler, quien fue un ingeniero que en 1868 publicó en "Annales des
Ponts et Chaussées" la fórmula en cuestión, la misma que en 1891 fue atribuida en su forma
actual al irlandés Manning.
Algunos autores soviéticos consideran que en lugar de la fórmula 6-11 debería usarse otra
similar, pero con exponente variable. En 1925 Pavlovski presentó la expresión siguiente
n
RC
x
= (6-17)
Siendo,
( )10,075,013,05,2 −−−= nRnx (6-18)
C es el coeficiente de Chezy en unidades métricas. Esta fórmula es válida para radios
hidráulicos comprendidos entre 0,1 m y 3 m y para valores de n comprendidos entre 0,011 y
0,040.
La ecuación 6-18 se puede simplificar para fines prácticos, con las siguientes ecuaciones
Para R < 1 m x = 1,5 n (6-19)
Para R > 1 m x = 1, 3 n (6-20)
Para el cálculo de un canal, o sea para el dimensionamiento de la sección transversal, deberá
tomarse en cuenta todos los factores que afecten al coeficiente n de Kutter, los mismos que
serán analizados más adelante.
Ejemplo 6.1 Se tiene un canal rectangular de 10 m de ancho y 3 m de tirante que conduce agua. La
superficie es de concreto, bien acabado, pero con varios años de uso. La pendiente es 0,0008. Calcular
el gasto utilizando las fórmulas de Ganguillet-Kutter, Kutter, Bazin, Manning, Chezy y Pavlovski.
Comparar los resultados. (T = 20 °C)
Solución. En primer lugar secalcula de inmediato el radio hidráulico que resulta ser
R = 1,875 m
268
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
a) Fórmula de Ganguillet-Kutter. La descripción del contorno corresponde a n = 0,014. Entonces,
875,1
014,0
0008,0
00155,0
231
0008,0
00155,0
014,0
1
23



++
++
=C = 77 m1/2/s
de donde,
RSCV = = 2,98 m/s
AVQ = = 89,4 m3/s
b) Fórmula de Kutter (S > 0,0005). La descripción del contorno corresponde a m = 0,25
875,125,0
875,1100
+
=C = 85 m1/2/s
V = 3,29 m/s
Q = 98,7 m3/s
c) Fórmula de Bazin. La descripción del contorno corresponde a G = 0,16
875,1
16,0
1
87
+
=C = 78 m1/2/s
V = 3,02 m/s
Q = 90,6 m3/s
d) Fórmula de Chezy. La descripción del contorno corresponde a k = 3x10-4 m
*V = 0,121 m/s δ = 0,000096 m
ν
kV* = 36 (transición) C = 87 m1/2/s
por lo tanto,
V = 3,37 m/s
Q = 101,1 m3/s
269
Cálculo de canalesCapítulo VI
e) Fórmula de Manning. (n = 0,014)
n
SRV
2
1
3
2
= = 3,07 m/s
Q = 92,1 m3/s
(Corresponde a un valor de C igual a 79 m1/2/s, que se obtiene aplicando la ecuación 6-11)
f) Fórmula de Pavlovski. (n = 0,014)
( )10,0014,0875,175,013,0014,05,2 −−−= x = 0,147
n
RC
x
= = 78 m1/2/s
RSCV = = 3,02 m/s
Q = 90,6 m3/s
COMPARACION DE LOS RESULTADOS
Ejemplo 6.2 ¿Cuáles serían los valores del gasto en el canal del ejemplo anterior según las mismas
fórmulas y considerando que el canal fuera de tierra con fondo pedregoso, en buen estado. Comparar
los resultados de ambos ejemplos.
Solución.
a) Ganguillet-Kutter
n = 0,025
C = 45 m1/2/s
V = 1,74 m/s
Q = 52,2 m3/s
FORMULA C V Q 
Ganguillet – Kutter 
Kutter 
Bazin 
Chezy 
Manning 
Pavlovski 
77 
85 
78 
87 
79 
78 
2,98 
3,29 
3,02 
3,37 
3,07 
3,02 
89,4 
98,7 
90,6 
101,1 
92,1 
90,6 
Promedio 81 3,13 93,8 
270
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
b) Kutter
m = 1,75
C = 44 m1/2/s
V = 1,70 m/s
Q = 51 m3/s
c) Bazin
G = 1,3
C = 45 m1/2/s
V = 1,74 m/s
Q = 52,2 m3/s
d) Chezy
k = 5x10-2 m
C = 48 m1/2/s
V = 1,86 m/s
Q = 55,8 m3/s
e) Manning
n = 0,025
V = 1,72 m/s
Q = 51,6 m3/s
f) Pavlovski
n = 0,025
x = 0,206
C = 46 m1/2/s
V = 1,78 m/s
Q = 53,4 m3/s
COMPARACION DE LOS GASTOS CALCULADOS (m3/s)
SUPERFICIE 
FORMULA 
CONCRETO BIEN ACABADO 
CON VARIOS AÑOS DE USO 
EN TIERRA CON FONDO 
PEDREGOSO, BUEN ESTADO 
Ganguillet - Kutter 
Kutter 
Bazin 
Chezy 
Manning 
Pavlovski 
 89,4 
 98,7 
 90,6 
 101,1 
 92,1 
 90,6 
 52,2 
 51 
 52,2 
 55,8 
 51,6 
 53,4 
271
Cálculo de canalesCapítulo VI
De este ejemplo obtenemos algunas conclusiones importantes.
En primer lugar, las diversas fórmulas no dan una gran dispersión en los resultados, para una misma
naturaleza del contorno. En segundo lugar, y esto es muy importante, la velocidad está fuertemente
influenciada por la naturaleza del contorno. En el diseño de un canal será de primerísima importancia
la correcta estimación de la rugosidad de las paredes.
De acá vemos la importancia que tiene el revestimiento. Al obtenerse una superficie más lisa se logra
disminuir el tamaño de la sección transversal ó aumentar la capacidad de descarga del canal.
6.4 Discusión de los valores del coeficiente de rugosidad n a
emplearse en la fórmula de Manning
Básicamente se presentan dos problemas de naturaleza diferente
a) Dado un curso de agua existente calcular el gasto Q que puede escurrir, aplicando la
fórmula de Manning. Para ello se requiere estimar el valor de n que corresponde al
cauce.
b) Dado un problema de diseño hay que considerar para la superficie (revestimiento) que va
a tener el canal, cual es el valor de n que se le asigna.
Las tablas consideran los valores usuales del coeficiente n para condiciones que podríamos
llamar normales. Sin embargo, lo normal es que un canal tenga uno o varios de los problemas
que a continuación se señalan y que modifican el valor original que podía haberse asignado a n .
El coeficiente n depende, pues, esencial, pero no exclusivamente de la aspereza de la
superficie. También interviene lo siguiente
a) Curvas. No es correcto considerar el coeficiente de rugosidad, que estrictamente es un
coeficiente de resistencia, como independiente del alineamiento del canal. La presencia
de curvas aumenta la resistencia. Especialmente si estas son numerosas y de pequeño
radio de curvatura.
b) Vegetación. Es particularmente importante en canales pequeños. Su crecimiento puede
alterar esencialmente los valores supuestos en base únicamente a la rugosidad. Es
frecuente en canales en tierra. Su crecimiento desmedido puede dar lugar fácilmente a
aumentos del orden del 50 % en el valor de n .
c) Irregularidades. Los canales en tierra se caracterizan por no tener una sección
transversal invariable. Las pequeñas irregularidades que pueden ocurrir como consecuencia
de bancos, depósitos de sedimentos, etc. alteran el valor de la rugosidad supuesta.
272
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Esto se agrava cuando el canal tiene transporte sólido, que motiva una configuración
variable del lecho.
d) Tirante. En general al aumentar el tirante se tendrá, de acuerdo a la teoría, que la
rugosidad relativa disminuye y por lo tanto también debe disminuir el coeficiente n .
Cowan determinó que el valor de n a considerarse en los cálculos debería tomar en cuenta
los factores anteriormente señalados, según la ecuación siguiente
( ) 543210 mnnnnnn ++++=
siendo
0n : el valor básico que depende de la rugosidad (aspereza)
1n : es un valor adicional para tomar en cuenta las irregularidades
2n : es un valor adicional para tomar en cuenta las variaciones en la forma y tamaño de la
sección transversal
3n : es para tomar en cuenta las obstrucciones
4n : es para tomar en cuenta la vegetación
5m : es un factor para tomar en cuenta los meandros
Al respecto se incluye la Tabla 6.5 tomada del libro de Ven Te Chow.
6.5 Determinación de la sección transversal
En el cálculo de la sección de un canal debe partirse del hecho siguiente: desde el punto de
vista hidráulico hay, en principio, un número infinito de soluciones. En el caso de un canal que
va a ser construido, el gasto o caudal esta dado por las condiciones de diseño; no proviene de
un cálculo hidráulico, sino de la función del canal, de la naturaleza del servicio que presta y
por cierto del análisis que se ha hecho de las disponibilidades de agua. El caudal de diseño
Q es un dato impuesto al que debe adecuarse al cálculo de la sección del canal.
Un canal puede servir para abastecer de agua a una ciudad, servir a una irrigación, a una
central hidroeléctrica o tener un uso múltiple.
Para transportar un gasto Q podemos, dentro de las limitaciones topográficas, adoptar una
determinada pendiente compatible con la naturaleza del revestimiento, que escogeremos en
función de varios factores: costo, seguridad, disponibilidad de materiales, etc.
273
Cálculo de canalesCapítulo VI
TABLA 6.5
TABLA DE COWAN PARA DETERMINAR LA INFLUENCIA DE DIVERSOS FACTORES
SOBRE EL COEFICIENTE n
( ) 543210 mnnnnnn ++++=
Tierra 0,020 
Roca 0,025 
Grava fina 0,024 
Superficie del Canal 
Grava gruesa 
0n 
0,028 
Suave 0,000 
Menor 0,005 
Moderada 0,010 
Irregularidad 
Severa 
1n 
0,020 
Gradual 0,000 
Ocasional 0,005 Variación de la Sección 
Frecuente 
2n 
0,010 – 0,015 
Despreciable 0,000 
Menor 0,010 – 0,015 
Apreciable 0,020 – 0,030 
Efecto de la Obstrucción 
Severo 
3n 
0,040 – 0,060 
Bajo 0,005 – 0,010 
Medio 0,010 – 0,025 
Alto 0,025 – 0,050 
Vegetación 
Muy alto 
4n 
0,050 – 0,1 
Menor 1,000 
Apreciable 1,150 Intensidad de MeandrosSevero 
5m 
1,300 
 
274
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
En esas condiciones podemos diseñar diversas secciones transversales: rectangular, trapecial,
semicircular, etc. En la Figura 6.1 se observa varias secciones transversales que se caracterizan
por tener todas un radio hidráulico de 1 m.
Veamos, con un poco más de detenimiento, cuales son los factores limitantes para el diseño.
No siempre un canal conduce agua totalmente libre de partículas sólidas (sedimentos).
Debemos admitir, pues, que en muchos casos el agua contendrá partículas en suspensión
(arenas, limos, arcillas) de diferente diámetro.
Si la velocidad del canal es pequeña hay la posibilidad de que estas partículas sedimenten
formando bancos o depósitos. Dado que la sección transversal se caracteriza por tener una
distribución de velocidades, hay zonas en las que la velocidad es notablemente menor que la
velocidad media.
4 m
1,5 m
6 m
3 m
3 m
4 m
2 m
2,4 m
6 m
1,095 m
20 m
45°
Figura 6.1 Comparación de varias secciones transversales que se
caracterizan por tener todas un radio hidráulico de 1 m
275
Cálculo de canalesCapítulo VI
Sin embargo, se considera que, por lo menos en primera aproximación, la velocidad media es
un parámetro útil para examinar la posibilidad de sedimentación. Cada partícula sólida se
mantiene en suspensión en función de la relación que existe entre su velocidad de caída w
y la velocidad V de la corriente.
Valores altos de esta relación indican tendencia a la sedimentación y al depósito. Las partículas
actúan como proyectiles y si la velocidad es alta pueden destruir el revestimiento.
El problema de erosión y sedimentación es más serio en tramos en curva, pues en una
margen la velocidad es muy grande y en la otra muy pequeña.
Según la naturaleza de las paredes hay tablas que dan las velocidades límites.
La velocidad ideal es aquella que para las características del agua y del revestimiento no
produce erosión ni sedimentación y da lugar a un costo mínimo de construcción.
El talud de la sección depende de la naturaleza del terreno. Desde el punto de vista puramente
hidráulico se puede lograr los mismos resultados con un canal de cualquier forma.
Los taludes que generalmente se recomienda son los siguientes (en seco)
Los valores consignados en esta tabla deben considerarse meramente referenciales. Siempre
consideramos que el talud se define como 1 vertical y z horizontal.
1
z
MATERIAL TALUD z 
Roca dura y sana 
Roca fisurada 
Suelos cementados, firmes 
Tierra arcillosa 
Tierra arenosa 
Arena 
 0 
 0,5 
 1 
 1,25 
 1,5 
 2 ó más 
V
ww
V
276
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
La sección hidráulica de un canal debe satisfacer la fórmula de Manning (o alguna de las
otras).
n
SARQ
2
1
3
2
=
de donde,
2
1
3
2
S
QnAR = (6-21)
El miembro de la izquierda describe la geometría de la sección transversal. El valor 3/2AR
generalmente crece al aumentar el tirante. Para un valor del gasto y una rugosidad y pendiente
dadas hay un valor de 3/2AR que corresponde al tirante normal.
Para realizar un buen diseño, debemos tener una idea clara de como varía el gasto con el
tirante, lo que se logra efectuando el cálculo respectivo y graficando como se ve en la figura
adjunta.
( )Qfy = (6-22)
Empezaremos por analizar como se realiza el cálculo cuando hay una condición impuesta.
Esta puede ser el ancho en la base o el tirante. Si ninguna de estas dos condiciones es
impuesta, entonces tenemos mayor libertad para escoger la sección transversal.
CASO A: Se conoce el ancho b en la base
Los datos son
b : ancho en la base
Q : gasto
S : pendiente
z : talud
n : rugosidad
y
Q
277
Cálculo de canalesCapítulo VI
La incógnita es el tirante y
Este caso se presenta con alguna frecuencia dado que por razones constructivas se puede
requerir para el canal un ancho determinado.
Para la solución de este caso Ven Te Chow ha preparado un gráfico al que se entra con los
valores de 3/8
3/2
b
AR
 y se obtiene el valor de 
b
y
, para cada talud (Figura 6.2), tal como se ve en
el esquema adjunto.
Para el cálculo de 3/8
3/2
b
AR
 basta con recordar que (6-21)
2
1
3
2
S
QnAR =
Ejemplo 6.3 Se tiene un canal trapecial revestido en tierra en regulares condiciones de conservación.
El ancho en la base es de 4 m. El talud de 45°. La longitud de canal entre los puntos A y B es de 1 000
m. La cota del punto A es 836,5 m y la cota del punto B es 835,8 (ambas cotas están medidas en la
superficie libre). El gasto es de 8 m3/s.Calcular el tirante normal. Dibujar la función gasto-tirante.
8/3
2/3
b
AR
b
y
z
278
Arturo Rocha
H
idráulica de tuberías y canales
Figura 6.2 Curvas para determinar el tirante normal (Ven Te Chow)
0,0001
9
0,001 0,01 0,1
0,2 0,5
1
432 765
0,01
10
0,02
0,03
0,04
0,06
0,08
0,1
0,2
1,0
0,8
0,6
0,4
0,3
2
10
8
6
4
3
10
9
0,0001 0,001
0,2
0,01 0,1
5 6 72 3 40,5
1
8/3
2/3
b
AR
D8/3
2/3ARó
z = 1,5
z = 2,0
z = 2,5
z = 3,0
z = 4,0
z = 
1 , 0
z = 
0 , 5
z =
 0 
 ( r
e c
t a n
g u
l a r
)
c i r c
u l a r
MEH
Dy
y
b
1
z
0,04
0,03
0,02
0,01
4
3
2
0,3
0,4
0,6
0,8
1,0
0,2
0,1
0,08
0,06
6
8
10
ó
y
D
y
b
D
ó
y
b
y
279
Cálculo de canalesCapítulo VI
Solución.
Q = 8 m3/s
b = 4 m
z = 1
S = 0,0007
n = 0,02 (Tabla 6.2)
2
1
3
2
S
QnAR = = 6,04 ooo 
3
8
3
2
b
AR
= 0,15
De la Figura 6.2 se obtiene 
b
y = 0,315
de donde
y = 1,26 m
Luego el tirante normal es 1,26 m y se puede calcular toda la sección transversal (para 8 m3/s).
Examinemos ahora el método de tanteos, tanto para resolver este ejemplo sin la ayuda del gráfico de
Ven Te Chow, como para obtener la función gasto - tirante (ec 6-22). Consideremos una sección
trapecial como la mostrada en la figura
Aplicando ecuaciones conocidas se obtienen las expresiones siguientes
( )yzybA += (6-23)
212 zybP ++= (6-24)
( )
212 zyb
yzybR
++
+
= (6-25)
De donde,
( )
( )
n
S
zyb
yzyb
yzybQ
2
13
2
212 



++
+
+= (6-26)
1
z
b
y
280
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Reemplazando los datos del ejemplo se tiene
( )yyA += 4
yP 224+=
( )
y
yyR
224
4
+
+
=
( )
( ) ( )
02,0
0007,0
224
4
4
2
13
2




+
+
+=
y
yy
yyQ
Tenemos así una ecuación con una incógnita, que puede ser resuelta por el método de tanteos.
( ) ( ) 3
2
224
44323,1 



+
+
+=
y
yyyyQ
Dando valores al tirante y se obtiene lo siguiente
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
0 1 2 3 4 5 6 7 9 10 118
y (m)
Q (m /s)
1,26
3
y (m) Q (m3/s) 
0,9 
1,0 
1,1 
1,2 
1,3 
1,4 
1,5 
4,48 
5,37 
6,34 
7,37 
8,48 
9,66 
10,92 
281
Cálculo de canalesCapítulo VI
CASO B: Se conoce el tirante y
Los datos son
y : tirante
Q : gasto
S : pendiente
z : talud
n : rugosidad
La incógnita es el ancho en la base.
Esta condición se presenta cuando por razones de servicio se requiere un tirante determinado.
Para la solución de este caso se puede recurrir al método de tanteos descrito anteriormente.
CASO C: Se desconoce los valores de b e y
En este caso se pueden escoger libremente los valores del ancho en la base y el tirante. Se
suele usar entonces el concepto de máxima eficiencia hidráulica que se estudia a continuación.
6.6 Sección de máxima eficiencia hidráulica (M. E. H.)
Como se havisto anteriormente hay muchas secciones transversales que satisfacen las
ecuaciones de la velocidad media en movimiento uniforme.
Como normalmente los datos son Q , n , z y S , hay muchas combinaciones de las incógnitas
b e y , que satisfacen la fórmula de Manning.
Anteriormente hemos visto los casos en los que hay una condición impuesta: Por ejemplo el
ancho en la base. Entonces se calcula el tirante que satisface la condición hidráulica. O bien
al revés.
También puede darse el caso que haya libertad para escoger los valores del ancho en la base
y el tirante.
En estos casos puede buscarse la sección de máxima eficiencia hidráulica.
Se dice que una sección es de máxima eficiencia hidráulica cuando para la misma área,
pendiente y calidad de paredes deja pasar un gasto máximo. O bien, es aquella que para el
mismo gasto, pendiente y calidad de paredes tiene un área mínima.
282
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
La sección de M. E. H. se puede interpretar a la luz de la fórmula de Manning
n
SARQ
2
1
3
2
=
Luego,
3
2
2
1
3
5
P
S
QnA =
5
25
3
2
1 P
S
QnA 



=
Como en un canal dado, Q , n y S son constantes
5
2
KPA =
La sección de M. E. H. es aquella que para la misma área tiene el perímetro mínimo. En
consecuencia la sección de máxima eficiencia hidráulica es la semicircular.
Esto, basándose en la propiedad geométrica de ser el círculo la figura que para la misma área
tiene el perímetro mínimo.
En condiciones normales la sección de M. E. H., involucra la mínima sección de excavación,
de revestimiento y de superficie de infiltración. También debe tenerse presente que el perímetro
mínimo involucra menor rozamiento. Sin embargo, los canales circulares son poco usados.
Naturalmente que en un canal en media ladera la sección de M. E. H. no da la mínima
excavación.
Hay una patente española, Barragan, para la construcción de canales circulares. Más adelante
nos ocuparemos de este tipo de canales.
283
Cálculo de canalesCapítulo VI
Para obtener la sección de máxima eficiencia hidráulica en la práctica se reemplaza la sección
semicircular por una trapecial.
Lo que nos interesa es la relación que debe haber entre b e y para que la sección sea de
máxima eficiencia hidráulica. Llamemos m a esta relación
y
bm = (6-27)
Mediante simples consideraciones geométricas se obtiene
( ) 2yzmA +=
de donde,
zm
Ay
+
=
El perímetro es
212 zymyP ++=
Mediante transformaciones sucesivas se obtiene
( )22222 4414 zzmmAzPmP ++++=+
Derivando el perímetro P con respecto a m
1
z
b
y
T
z y
284
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
0
)(2
)12(2 22
=
+
−++
=
zmP
PzmA
dm
dP
De donde,
( )zzm −+= 212 (6-28)
Se concluye que para cada talud hay una relación m , que es la que da la máxima eficiencia
hidráulica.
Así por ejemplo, en un canal rectangular z = 0, de donde m = 2. Significa esto que en un
canal rectangular la máxima eficiencia hidráulica se obtiene cuando el ancho es igual al doble
del tirante.
Para las diferentes secciones trapeciales la relación m se obtiene para cada talud, aplicando
la ecuación 6-28.
Los valores más comunes son
En una sección de M. E. H. el radio hidráulico es
( )
2
2
12 zymy
yzmR
++
+
= (6-29)
reemplazando el valor de m de la ecuación 6-28 se obtiene, luego de simplificar
b = 2 y
y
z 0 0,25 0,5 1 1,5 2 2,5 3 4 
m 2 1,56 1,24 0,83 0,61 0,47 0,39 0,32 0,25 
285
Cálculo de canalesCapítulo VI
2
yR = (6-30)
Lo que demuestra que en una sección de máxima eficiencia hidráulica el radio hidráulico es
igual a la mitad del tirante (sección trapecial).
También puede obtenerse las condiciones de máxima eficiencia hidráulica para talud variable.
Se busca así el llamado "talud más eficiente". Para este caso
el perímetro es
( )212 zmyP ++=
por condición de M. E. H.
( )zzm −+= 212
sustituyendo se obtiene que el perímetro mínimo es
yzzyPmin 214
2
−+=
0=
dz
dPmin
de donde
3
3
=z (6-31)
En las Tablas 6.9 y 6.10 se presentan cuadros auxiliares para el cálculo de canales en
máxima eficiencia hidráulica.
Ejemplo 6.4 Un canal debe transportar 6 m3/s. La inclinación de las paredes (talud) impuesta por la
naturaleza del terreno es 60° con la horizontal. Determinar las dimensiones de la sección transversal
con la condición de obtener máxima eficiencia hidráulica. La pendiente del fondo es 0,003 y el coeficiente
de rugosidad de Kutter se ha considerado de 0,025.
Solución.
tg 60° = 
z
1
 = 1,732. Luego, z = 0,577
286
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Para máxima eficiencia hidráulica se tiene que,
( )zzm −+= 212 = 1,155 o o o yb = 1,155
Para utilizar el gráfico de la Figura 6.2 debemos entrar con la inversa del valor anterior
b
y
= 0,866
y obtenemos que,
3
8
3
2
b
AR
= 0,74
pero,
2
1
3
2
S
QnAR = = 2,74 o o o b = 1,63 m
luego los otros valores son
y = 1,41 m
A = 3,45 m2
V = 1,74 m/s
R = 0,705 m
El cálculo podría haberse hecho de otra manera. A partir de la ecuación
( ) 2yzmA += se obtiene 273,1 yA =
aplicando la fórmula de Manning
( )
025,0
003,0
273,1
2
13
2
2



=
y
yQ
se obtiene
Q = 2,39 3
8
y
para Q = 6 m3/s se encuentra y = 1,41 m
(Este problema se podría haber resuelto usando la Tabla 6.9)
287
Cálculo de canalesCapítulo VI
Con lo que la sección transversal queda así,
Q = 6 m3/s V = 1,74 m/s R = 0,705 m
A = 3,45 m P = 4,89 m y = 1,41 m
Se observa que por ser una sección trapecial de máxima eficiencia hidráulica el radio hidráulico es igual
a la mitad del tirante y, la longitud de cada talud es igual a la mitad del ancho superficial.
El talud, por la naturaleza del terreno es de 60°. Casualmente resulta ser el talud que da el perímetro
mínimo (talud más eficiente). Al respecto se puede ver la ecuación 6-31. En este caso particular la
sección hidráulica obtenida es la mitad de un hexágono.
Si resolviéramos este mismo problema para un talud diferente de 60° obtendríamos siempre una sección
de máxima eficiencia hidráulica (para el talud respectivo), pero el perímetro sería mayor que 4,89 m.
Con la ecuación Q = 2,39 3
8
y obtenida, se puede hacer un gráfico
1,
63
 m
1,63 m
1,63 m
3,26 m
1,41 m
60º
Q (m /s)3
0
10642 8 12 14 16 2018
0,5
1,0
1,5
2,0
y (m)
288
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
La ecuación que se ha obtenido gasto-tirante es muy importante. Así por ejemplo, si el gasto fuera 10 %
mayor (6,6 m3/s). Entonces
y = 1,46 m
6.7 Concepto de borde libre
Se denomina borde libre (free board) a la altura (tirante) adicional que se da a fin de absorber
los niveles extraordinarios que puedan presentarse por encima del caudal de diseño de un
canal.
¿Por qué puede presentarse en un canal un tirante mayor que el correspondiente al del gasto
de diseño?. Por ejemplo, si se diseña un canal para 30 m3/s y se encuentra que el tirante
(normal) es 3,20 m ¿Por qué hemos de esperar un tirante mayor?
Las razones son entre otras las siguientes
a) Cuando se calcula la sección transversal de un canal hay que suponer un valor para la
rugosidad, pero, en el momento de la construcción y por causas que escapan al ingeniero
diseñador puede ser que la superficie tenga una mayor rugosidad. En consecuencia, se
requerirá de un tirante mayor para que escurra el mismo caudal.
También puede ocurrir que con el paso de los años el revestimiento del canal se deteriore
y tienda ha hacerse más rugoso. Si este fenómeno fuera más intenso que el previsto, la
diferencia es tomada por el borde libre.
b) Una mala operación en las compuertas de entrada al canal puede dar lugar a que ingrese
a ésteun caudal mayor que el de diseño.
c) A lo largo de la conducción pueden presentarse ingresos de agua no previstos.
d) Puede ocurrir una obstrucción parcial a lo largo de la conducción. Por ejemplo, caída de
un tronco. El borde libre sirve para absorber los incrementos en el tirante que se produzcan
como consecuencia de lo anterior.
e) Por una razón u otra puede presentarse una onda en el canal. El borde libre debe absorber
la altura de ola correspondiente.
borde libre
y
289
Cálculo de canalesCapítulo VI
El borde libre es, pues, una seguridad que toma el ingeniero diseñador contra fenómenos que
tienen una cierta probabilidad de ocurrencia.
Entonces la magnitud del borde libre depende esencialmente del grado de seguridad que se
debe dar al canal como consecuencia de su importancia y de una estimación de la posibilidad
que ocurra algún fenómeno extraordinario.
En consecuencia, en la determinación de la magnitud del borde libre juega un gran papel la
naturaleza del terreno en que está construido el canal. Si el canal rebalsa y está en zona
arenosa las consecuencias pueden ser mucho más graves que en otro tipo de suelo.
Para dimensionar el borde libre (entendido como una altura vertical adicional al tirante) debemos
tener en cuenta la forma de la sección transversal y esencialmente la curva gasto-tirante.
Supongamos que se tiene dos secciones transversales como las mostradas a continuación
Si ambas tienen similares velocidades, es evidente, y puede demostrarse mediante el calculo,
que un borde libre igual en ambas, representará en la primera un pequeño aumento de caudal
y en la segunda un aumento de caudal bastante mayor.
El análisis de la curva gasto-tirante nos permite visualizar el problema del borde libre bajo una
perspectiva diferente. No pensemos únicamente en centímetros adicionales para el tirante,
sino en su equivalente en metros cúbicos por segundo.
Por último, podríamos señalar que en zonas en las que los estudios hidrológicos no ofrecen
una gran confiabilidad, tanto en la estimación de la oferta como de la demanda, y en las que
sea cara el agua, es conveniente dimensionar con generosidad el borde libre. Naturalmente
que hay que tener presente como varía el costo de una canal con el tirante. Esta función no es
lineal, de modo que es frecuente que un aumento en el tirante produzca un aumento pequeño
en el costo del canal.
Ven Te Chow señala que el borde libre varía entre menos del 5 % y más del 30 % del tirante.
Indudablemente se trata de valores extremos.
8 m3 m
290
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Para canales en tierra, donde dicho sea de paso es mayor la incertidumbre con respecto al
coeficiente de rugosidad, el Bureau of Reclamation señala que el borde libre varía entre 1 ft
(0,30 m) para canales pequeños y poco profundos, hasta 4 ft (1,20 m) para canales grandes,
profundos y con caudales de 85 m3/s ó más. Para cálculos preliminares el Bureau recomienda
la fórmula siguiente
cylb =.. (6-32)
.. lb : es el borde libre en metros
y : es el tirante en metros
c : es un coeficiente que varía así
0,46 para Q = 0,60 m3/s
0,76 para Q = 85 m3/s
El Bureau of Reclamation recomienda el gráfico de la Figura 6.3
Hay también unas curvas que dan el borde libre en función del tirante y la velocidad, tal como
aparece en la Figura 6.4.
,2 ,3 ,4 ,5 52 3 4 20 5030 40 100 m /s,1 1,0 10
0
0,3
0,6
0,9
1,2
Altura del Terraplén sobre la Superficie Libre
Altura del Revestimiento sobre la Superficie Libre
3
AL
TU
R
A 
EN
 M
ET
R
O
S
GASTO
Figura 6.3 Borde libre recomendado por el Bureau of Reclamation
291
Cálculo de canalesCapítulo VI
Figura 6.4 Tabla orientativa para el cálculo del borde libre en canales
(Tomada de Engineering News Record)
0
0
0,1
1
BORDE LIBRE EN METROS
0,2 0,3 0,4 0,5 0,70,6 0,8 0,9 1,0
TI
R
AN
TE
 y
 E
N
 M
E
TR
O
S
3
2
4
5
6
3,
0 
m
/s
2,
8 
m
/s
2,
6 
m
/s
2,
4 
m
/s
2,
2 
m
/s
3,
2 
m
/s
3,4
 m
/s
3,6
 m
/s
ve
lo
ci
da
d 
0,
80
 m
/s
1,
2 
m
/s
1,
4 
m
/s
1,
0 
m
/s
2,
0 
m
/s
1,
8 
m
/s
1,
6 
m
/s
292
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
6.8 Cálculo de canales de sección compuesta
Puede haber canales que tengan una sección transversal como esta
Se dice entonces que es una sección compuesta. Está formada por la suma de dos figuras
geométricas.
También puede ocurrir algo similar en un cauce natural. Un río tiene en época de estiaje un
caudal pequeño, pero en época de abundancia tiene un caudal grande que ocupa las áreas
adyacentes.
Una sección compuesta se puede dividir en N secciones parciales de modo que el gasto
total Q es igual a la suma de los gastos parciales
NQQQQQ ........321 +++= (6-33)
Cada parte de la sección tiene su propia rugosidad: 1n , 2n ,......, Nn
Para cada parte de la sección se tendrá que
i
i
i n
SRV
2
1
3
2
=
Areas de
inundación
Q 1 Q 2 3Q
293
Cálculo de canalesCapítulo VI
2
12
1
3
2
SK
n
SRAQ i
i
ii
i ==
siendo,
i
ii
i n
RAK
3
2
=
El gasto total es
( ) 21
1
SKQ
i
i ∑
=
= (6-34)
de donde,
( )
A
SK
V i∑= 2
1
 
(6-35)
que es la expresión de la velocidad media en una sección compuesta.
Rugosidad compuesta
Un canal puede ser construido de modo que el fondo y las paredes tengan rugosidades
diferentes. En este caso habrá dos valores para el coeficiente de rugosidad. Uno para el fondo
y otra para las paredes. Se dice entonces que el canal es de rugosidad compuesta.
Estas figuras muestran dos ejemplos característicos de rugosidad compuesta.
Si cada parte de la sección tiene un coeficiente in de Kutter, entones el problema consiste
en hallar un valor de n que sea representativo de todo el perímetro.
concretopiedravidrio
madera
294
Arturo RochaHidráulica de tuberías y canales
Consideremos que hubiera N rugosidades diferentes. A cada una le corresponde una parte
del perímetro mojado.
Rugosidades : 1n 2n 3n ..... Nn
Perímetros : 1P 2P 3P ..... NP
Supongamos, por facilidad operativa, que sólo hubiera dos rugosidades diferentes. Para cada
una de ellas habrá un radio hidráulico correspondiente y se puede calcular cada velocidad
parcial
1
2
1
3
2
1
1 n
SRV =
2
2
1
3
2
2
2 n
SRV =
o bien,
2
3
2
1
11
1 



=
S
nVR
2
3
2
1
22
2 



=
S
nVR
en consecuencia, y aplicando la ecuación RPA = se tiene que
1
2
3
2
1
11
1 P
S
nVA 



= 2
2
3
2
1
22
2 P
S
nVA 



=
El área total es igual a la suma de las áreas parciales
21 AAA +=
2
2
3
2
1
22
1
2
3
2
1
11
2
3
2
1 P
S
nVP
S
nVP
S
Vn




+



=



La pendiente es la misma. Horton y Einstein hicieron la suposición de que la velocidad es una
sola.
NVVV ........21 ==
295
Cálculo de canalesCapítulo VI
Luego,
3
2
2
3
22
2
3
11








+
=
P
nPnPn (6-36)
que es coeficiente de rugosidad de Kutter para toda la sección transversal.
Ejemplo 6.5 Se tiene un canal trapecial de 4 m de ancho en la base. El talud es de 45°. La pendiente es
0,07 %. Originalmente las paredes eran lisas y para un gasto de 6 m3/s el tirante normal era 0,88 m.
Luego el mismo canal se reviste con mortero preparado a base de arena gruesa, con lo que la rugosidad
aumenta, determinándose que para un caudal de 10 m3/s el tirante normal es 1,44 m.
a) Determinar el gasto para un tirante normal de 1,10 m, si el fondo tuviera un acabado rugoso y las