diseño riego por aspersion

Manual de Diseño de Métodos de Riego 105
Capítulo 7
Diseño del Riego por Aspersión
1. PRINCIPALES VENTAJAS Y DESVENTAJAS
El riego por aspersión consiste en la aplicación del agua en forma de lluvia, debido al
paso del agua a presión a través de boquillas u orificios colocados sobre estructura
mecánicas denominadas aspersores. En el punto 1.3 del capítulo 2 se hace una breve
descripción de los métodos de riego presurizado: aspersión, microaspersión y goteo.
Entre las principales ventajas del riego por aspersión se pueden citar las siguientes:
- Alta eficiencia de riego (70 a 80%), debido al mejor aprovechamiento del agua
disponible.
- Puede utilizarse en terrenos con pendiente (máximo 20% para el caso de la
microaspersión), evitando la nivelación del suelo, y sin riesgos de erosión.
- Permite el riego de todo tipo de suelo, desde alta a baja velocidad de infiltración,
siendo recomendable para cultivos muy densos como pastos y cereales.
- Puede aplicarse junto con el agua de riego fertilizantes y productos fitosanitarios.
- Permite disminuir el daño provocado por las heladas en los cultivos, aplicando el
agua al follaje en el momento de menor temperatura.
Algunas desventajas son:
- Elevado costo inicial de implementación, debido al abastecimiento y distribución
del agua a presión.
- No es aconsejable en condiciones de alta velocidad del viento (máximo 3 a 4 m/s),
debido a la baja eficiencia de aplicación del agua.
- Puede crear condiciones favorables para el desarrollo de enfermedades fungosas
(caso del tomate de mesa).
- Requiere mayor presión de funcionamiento comparado con los métodos de riego
localizado.
2. COMPONENTES DE UN EQUIPO DE RIEGO POR ASPERSIÓN
Tradicionalmente un equipo de riego por aspersión está integrado por las siguientes
partes: a) Equipo moto-bomba; b) Red de riego (tuberías); c) Aspersores ; d) Accesorios
(fig 7.1)
2.1 equipo motobomba. La motobomba es la unidad de energía encargada de succionar
el agua desde la fuente de abastecimiento, impulsarla a través de las tuberías de
conducción y entregarla a los puntos de descarga (aspersores) a la presión requerida. El
motor puede ser eléctrico, a diesel o a gasolina; y la bomba del tipo centrífuga o de
turbina. La presión que debe proporcionar la bomba debe ser suficiente para compensar
las pérdidas de energía por fricción (hf), la diferencia de cota del terreno (H), la
presión de trabajo del aspersor (Pa) y la altura de succión (hs). La presión total de

Capítulo 7: Diseño del Riego por Aspersión106
bombeo se conoce como carga dinámica total (CDT), (fig 7.2), la misma que junto con
el caudal de descarga, permiten seleccionar el tipo de bomba requerida.
2.2 Red de distribución. Generalmente se compone de tuberías principales,
secundarias y terciarias (laterales de riego). Comúnmente son tuberías rígidas que
pueden ser metálicas (aluminio, hierro galvanizado, cobre) o de materiales plásticos
(polietileno, PVC). Estas tuberías pueden ser fijas (enterradas) o móviles
(superficiales), dependiendo del sistema de riego si es permanente o portátil.
2.3 El aspersor. Es el componente más importante de este método de riego, llegando a
determinar la efectividad y eficiencia de todo el sistema. El aspersor funciona con agua
a presión que sale a través de una o más boquillas, descomponiéndose el chorro de agua
en innumerable cantidad de gotas que una vez lanzadas al aire caen sobre la superficie
del suelo en forma de lluvia. El área mojada por un aspersor corresponde a un círculo
con la cantidad de agua aplicada que disminuye gradualmente a medida que la distancia
motobomba
Fig. 7.1 Componentes de un equipo de riego por aspersión
Lateral de aspersión
hf
Pa
hi
CDT
hs
H Diferencia de altura
Carga de impulsión
Fig. 7.2 Presión de bombeo
CDT = hs + hi + Pa + hf + hf (accesorios)

desde el aspersor aumenta (fig 7.3). Los catálogos del fabricante permiten seleccionar
el aspersor más adecuado según los criterios de diseño del planificador.
2.4 Accesorios. Constituyen una gran cantidad de elementos adicionales que facilitan la
conducción y distribución del agua. Entre los más importantes se tienen: a) Accesorios
instalados en el lateral: codos, acoples, uniones, elevadores, reducciones, tapones, etc.
b) Otros accesorios: hidrantes (tomas de agua), reguladores de presión, medidores de
flujo, filtros, inyectores de fertilizantes, etc.
3. SELECCIÓN DEL TIPO DE ASPERSOR
3.1 Disposición de los aspersores. En general, los esquemas de disposición u
ordenamiento de los aspersores en el campo son tres: en cuadrado, en triángulo y en
rectángulo (fig 7.4). La mejor distribución de la precipitación se obtiene con el
espaciamiento triangular, pero dicho ordenamiento tiene gran dificultad cuando el
sistema es móvil, siendo por lo tanto aconsejable para sistemas fijos.
3.2 Distanciamiento entre aspersores. Una adecuada selección del espaciamiento
entre aspersores permite obtener un mayor coeficiente de uniformidad y
CUADRADO TRIÁNGULO
RECTÁNGULO
Fig 7.4 Disposición de los aspersores
Fig 7.3 Patrón de humedecimiento de un aspersor
Área humedecida
Patrón de infiltración
Clasificación de los
aspersores
Presión de
trabajo, atm
De baja presión 1,5 a 2
Presión intermedia 2 a 4
Alta presión (*) 4 a 7
*.- aspersores gigantes o cañones
atm = atmósferas de presión

consecuentemente mayor eficiencia de aplicación del agua. Debido a que la cantidad de
agua aplicada por el aspersor disminuye gradualmente al aumentar la distancia desde el
aspersor, se considera un traslape obligado de las áreas mojadas entre un aspersor y
otro, a fin de obtener un perfil de humedecimiento uniforme bajo la superficie del suelo
(fig 7.5)
La magnitud del traslape estará dada por las condiciones de viento y la forma como se
distribuyen los aspersores en el campo (cuadros 7.1 y 7.2). Según el criterio del SCS,
para condiciones óptimas de funcionamiento, el espaciamiento máximo entre laterales
debe ser el 50% del diámetro húmedo del aspersor; comúnmente 60 a 65 % del DH.
Ejercicio 7.1 Un equipo de riego por aspersión va a instalarse en un predio donde la
velocidad máxima del viento en la zona es 10 km/hr (2,7 m/s). El aspersor disponible en
el mercado tiene un diámetro húmedo de 34 m a una presión de trabajo de 3,5 atm. ¿
Cuál será el espaciamiento máximo entre aspersores?
De acuerdo a la velocidad del viento, y según los valores recomendados en los cuadros
7.1 y 7.2, el distanciamiento de los aspersores puede ser:
En cuadrado : Ea x El = (0,5 x 34) x (0,5 x 34) = 17,0 x 17,0 m
En rectángulo: Ea x El = (0,45 x 34) x ( 0,60 x 34) = 15,3 x 20,4 m
En triángulo : Ea x El = (0,55 x 34) x (0,55 x 34) = 18,7 x 18,7 m
Si el sistema es fijo no habría problema para instalar el equipo al distanciamiento
calculado; pero si es móvil, tendría que ajustarse Sa y Sl según la longitud de las
tuberías disponibles en el mercado.
Para el arreglo Ea = 15 m (una tubería de 9m + una tubería de 6m)
en rectángulo El = 18 m (dos tuberías de 9 m).
Cuadro 7.1 Espaciamiento máximo entre
aspersores según el SCS
Vel. Viento, km/hr % (DH)
0,0 65
< 8,0 60
8 – 16 50
> 16 30
DH = diámetro húmedo
SCS = soil conservation sistem,
EE.UU
Cuadro 7.2 Espaciamiento máximo entre
aspersores y laterales (Ea x El), % (DH)1
V. Viento
Km / hr
Cuadra
do
Rectán
gulo*
Trián
gulo.
0 – 5 55 50 x 60 60
6 – 12 50 45 x 60 55
13 – 19 45 40 x 60 50
1.- Tomado del Manual de Riego del INIA,
Chile.
*.- Ea x El
Prof de humedec.
Fig 7.5 Perfil de humedecimiento en riego por aspersión

Para el arreglo Ea = 15 m (una tubería de 9m + una tubería de 6m)
en cuadrado El = 15 m (una tubería de 9m + una tubería de 6m)
3.3 Selección del tipo de aspersor. La selección del tipo de aspersor es muy importante
en el diseño del sistema de riego, dado que de él dependerá el dimensionamiento de
tuberías, unidad de bombeo y otros elementos hidráulicos, que son determinantes en el
costo del equipo de riego y eficiencia del sistema. Para una adecuada selección del tipo
de aspersor, se plantea el siguiente procedimiento:
a. asumir un distanciamiento entre aspersores y laterales: Ea x El
b. determinar el caudal máximo del aspersor en base a la siguiente relación:
qmax = (Ea x El) x VIb ; q = A . V
donde VIb es la velocidad de infiltración básica del suelo (cuadro 7.4)
c. con qmax entrar al catálogo del fabricante y seleccionar el tipo de aspersor,
anotando las especificaciones técnicas del mismo: tipo de aspersor(código), caudal
de descarga (q Asp < qmax), presión de trabajo, diámetro de humedecimiento,
diámetro de boquilla, etc.
d. Comprobar si Ea x El asumidos cumplen las condiciones de velocidad del viento,
que garanticen un traslape adecuado. Si no se cumple, asumir nuevos valores a Ea y
El y comprobar nuevamente.
e. Verificar que la intensidad de precipitación del aspersor sea menor que la infiltración
básica del suelo. La Ip del aspersor debe corregirse según la pendiente del terreno, de
acuerdo a los valores que se presentan en el cuadro 7.5.
Ip =
EaxEl
qASP
; Ip  VIb
Ejercicio 7.2 Dadas las siguientes condiciones de velocidad del viento y tipo de suelo,
seleccionar el tipo de aspersor más adecuado.
- velocidad máxima del viento: 3 m/s
- Tipo de suelo: franco arenoso
- Infiltración básica: 12 mm/hr (cuadro 7.4)
Desarrollo:
a. asumiendo Ea x El = 12 x 12 m
b. qmax = 12 x 12 x 12 x 10–3
= 1,73 m3
/ hr
Cuadro 7.4 Intensidad de precipitación
(Ip) según textura del suelo, mm/hr
Tipo de suelo Ip
arcillosos 2,5 a 6,0
francos 6,0 a 12,0
arenosos 12,0 a 18,0
Fuente: INIA, Quilamapu
Cuadro 7.5 Porcentaje de reducción de la Ip
del aspersor, según pendiente del terreno.
Pendiente, % % de reducción de la Ip
0 - 5 0
6 - 8 20
9 - 12 40
13 - 20 60
Ip = intensidad de precipitación del aspersor

c. El catálogo de la fábrica NAAN Irrigation Systems de Isrrael, presenta las siguientes
especificaciones técnicas para el aspersor NAAN 323, ¾” (cuadro 7.6)
Cuadro 7.6. Especificaciones técnicas del aspersor NAAN 323, Israel
323, ¾” Dos boquillas Precipitación, mm/hr
Boquilla, mm P Q D 9 x 12 12 x 12*
4,5 x 2,5 1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
1,17
1,36
1,52
1,65
1,79
1,90
21
24
25
26
27
27
10,9
12,7
14,1
15,4
16,7
17,6
8,1
9,4
10,6
11,5
12,4
13,2
4,8 x 3,2
*.- Ea x El, m
P = presión de trabajo, atm
Q = descarga, m3
/ hr
D = diámetro de cobertura, m
Con el valor de qmax y en base a la tabla del catálogo, el aspersor seleccionado presenta
las siguientes características técnicas:
Q = 1,65 m3
/hr
1,65 < 1,73 ....... aceptado
Aspersor NAAN P = 3,0 atm
323, ¾” D = 26,0 m
Boquillas = 4,5 x 2,5 mm
Punto d. Para velocidad del viento 3,0 m/s = 10,8 km/hr y arreglo en cuadrado, el
distanciamiento máximo entre aspersores es el 50% del diámetro húmedo (cuadros 7,1 y
7,2); es decir:
Ea(max) = 0,5(26) = 13 m
El(max) = 0,5(26) = 13 m
13 > 12 ........ aceptado
Por lo tanto, Ea x El = 12 x 12 m
Punto e. Ip  VIb
Ip = hrmm
x
x
/46,11
1212
1065,1 3

11,5 < 12,0 ........ aceptado

4. PÉRDIDA DE CARGA EN TUBERÍAS
4.1 Análisis de las pérdidas de carga en tuberías. La pérdida de carga o pérdida de
energía que ocurre en una tubería que transporta agua, se debe principalmente a la
fricción del fluido con las paredes de la tubería. La energía del agua en cualquier punto
de la tubería está determinado por la ecuación de Bernoullí, cuyos componentes se
describen en la siguiente figura:
z = energía de posición
v2
/2g = energía de velocidad
h = energía de presión
Sabiendo que: P =  x h h = P/
Donde: P = presión y  = peso específico del agua ( 1 gr/cm3
)
Según la figura 7.6, la variación de energía entre dos puntos de una tubería que
transporta agua se puede expresar como:
Z1 + h1 + v1
2
/2g = Z2 + h2 + v2
2
/2g + hf (1-2) 7.1
hf(1-2) representa la pérdida de carga por fricción entre los puntos 1 y 2. Si no existe
variación en la velocidad del flujo, o en otras palabras despreciando la energía por
velocidad, la ecuación 7.1 se reduce a:
V2
2/2g
z1
h1
V1
2/2g
z2
Fig 7.6 Representación de la energía del agua en una tubería
h2
Gradiente de energía
hf (1-2)
1
2

hf (1-2) = (h1 – h2) + (z1– z2)
hf (1-2) = (h1 – h2) + - DZ
DZ ( + ), pendiente abajo ; DZ ( - ), pendiente arriba
Esta ecuación se puede representar en el siguiente esquema:
Análogamente a lo anterior, la diferencia de carga o de energía (E) entre los puntos 1 y
2 se expresa como:
hf(1-2) = E1 – E2
La pendiente de la línea piezométrica dinámica (fig 7.7) se llama “gradiente hidráulico
J”, el mismo que aplicando el concepto general de pendiente se expresa como:
J =
L
hf )21( 
; por lo tanto:
7.2
Donde:
J = gradiente de pérdida de carga, %
L = longitud de la tubería, m
z1
z2
Fig 7.7 Representación de la pérdida de carga por fricción en una tubería que transporta agua
Línea piezométrica dinámica
hf (1-2)
1
2
h1
h2
J
Línea piezométrica estática
E1
E2
hf (1-2) = J x L

4.2 Ecuaciones para el cálculo de pérdidas de carga
Una de las ecuaciones que permite evaluar con más exactitud las pérdidas por fricción
en tuberías es la fórmula de Darcy-Weisbach, que tiene la siguiente expresión:
hf = f x
g
V
x
D
L
2
2
7.3
Donde: f = coeficiente de fricción, que se lee en el Diagrama de Moody
L = longitud de la tubería, m
D = diámetro interno de la tubería, m
V = velocidad media del fluído, m/s
g = aceleración gravitacional, 9,81 m/s2
(32,2 pies/s2
)
Sabiendo que Q = A x V ; y A =  D2
/4, la ecuación 7.3 puede expresarse como:
hf = f x
g
Q
x
D
L
2
2
5
8

7.4
Donde el caudal Q se expresa en m3
/s y hf se obtiene en metros.
Otra ecuación muy utilizada en el diseño de tuberías en riego presurizado es la fórmula
de Hazen-Williams, que según Eli Alperovitz (1996) tiene la siguiente forma:
J = k (Q/C)a
x D– b
7.5
Donde J = gradiente de pérdida de carga, m/1000m
Q = caudal, m3
/hr
C = coeficiente de fricción, según el material de la tubería ( cuadro 7.3 )
D = diámetro interno de la tubería, mm
K = 1,131 x 1012
. Si J = % ; k = 0,1131 x 1012
a = 1,852
b = 4,87
hf = J x L
Respecto del coeficiente de rugosidad C, Alperovitz recomienda utilizar 120 para
tuberías de polietileno y 150 para tubos de PVC; sin embargo, otros autores señalan los
siguientes valores:
Cuadro 7.3 Valores del coeficiente C en la fórmula de Hazen-Willams
Según el SCS* Según Plastigama**
Material de la tubería C Material de la
tubería
Tramos rectos sin
accesorios
Tramos con curvas
y accesorios
Plástico  4 “ (110 mm) 150 PVC 160 150
Plástico 2 y 3 “ (63–90 mm) 140 Al 130 120
Al (con acoples) 130
* Servicio de Conservación de Suelos, EE.UU.
** Fábrica de Plásticos de Ecuador

4.3 Pérdida de carga en tuberías con varias salidas
Comúnmente los laterales en el riego por presión tienen varias salidas como es el caso
de laterales de aspersión, microaspersión o goteo. Si tenemos un lateral con 5
aspersores, el cálculo de las pérdidas por fricción sería:
Según la figura 7.8, la pérdida de carga total en el lateral de riego se expresa como:
hfT = hf(5q) + hf(4q) + .......... hf(q)
En el caso que tengamos que calcular un lateral con 100 microaspersores, entonces
tendríamos que hacer 100 cálculos; para evitar esto, se calcula un coeficiente de
reducción de pérdidas de carga F, que depende del número de salidas n y que según
Alperovitz se expresa de la siguiente manera:
F(n) = 
n
i
ix
n 11
1 

;  = 1,852
Por ejemplo, para n=5, F(n) equivale a:
F(5) =  852,1852,1852,1852,1852,1
852,2
54321
5
1
x = 0,4567
Considerando el factor F, la pérdida de carga total en un lateral de riego con varias
salidas se expresa como:
7.6
hf = pérdida de carga en la tubería sin salidas.
Ejercicio 7.3 Calcular las pérdidas por fricción en un lateral de aspersores a instalarse
en un terreno que tiene un largo de 200 m. Las especificaciones técnicas del aspersor
son las siguientes:
q = 2,0 m3
/hr Pa = 3,0 atm
DH = 34 m  boquilla = 5,5 x 3,5 mm
Sa x Sl = 18 x 18 m  tubería de Al = 2” (50,8 mm)
Cálculos:
5q 4q 3q 2q
q
q
1 2 3 4 5
hf(5q) hf(4q) hf(3q) hf(2q) hf(q)
Fig 7.8 Pérdida de carga por fricción en un lateral de aspersores
hf (l) = hf x F

N° Asp / lateral = 200 / 18 = 11,1
N° Asp = 11
Qtot = 2 x 11 = 22,0 m3
/ hr = 6,11 x 10–3
m3
/ s
Aplicando Hazen-W, con un coeficiente C = 120 (cuadro 7.3), las pérdidas por fricción
para cada tramo de tubería de 18 m son las siguientes:
i qi , m3
/hr Li , m J, % hf, m
1 2 18 0,283 0,0509
2 4 18 1,021 0,1838
3 6 18 2,162 0,3892
4 8 18 3,681 0,6626
5 10 18 5,562 1,0012
6 12 18 7,794 1,4029
7 14 18 10,366 1,8659
8 16 18 13,270 2,3886
9 18 18 16,501 2,9702
10 20 18 20,052 3,6094
11 22 18 23,919 4,3054
hfT 18,83
Como se puede observar en la tabla de cálculos, la pérdida por fricción total en el lateral
de aspersores es de 18,8 m, resultante de la suma de las hf parciales. Con forme se dijo
anteriormente, una forma rápida de obtener este resultado es aplicando el factor F a las
ecuaciones ya conocidas.
Según la ecuación 7.5, y asumiendo que el caudal total pasa por toda la tubería, la
pérdida por fricción en la tubería sin salidas es:
J,% = 0,1131 x 1012
x (22/120)1,852
x (50,8)–4,87
J = 23,92 m/100 m
hf = 0,2392 x 198 = 47,36 m
Considerando el número de salidas, y aplicando la ecuación 7,6 se tiene:
Para n = 11 ; F = 0,397 (Tabla 1, Fernando Pizarro)
hf (l) = 47,36 x 0,397 = 18,8 m
Un resultado similar se obtiene con la fórmula de Darcy-W (Ec.7.4), para lo cual el
coeficiente de rugosidad leído en el Diagrama de Moody tiene un valor de 0,0264.
hf = 0,0264 x
 
81,9
1011,68
0508,0
198
2
23
5
x
xx
x


= 47,66 m
hf (l) = 47,66 x 0,397 = 18,9 m

4.4 Pérdida de carga en un lateral de dos diámetros
Cuando por razones técnico-económicas se prevé la instalación de laterales de dos
diámetros, Rafael Rojas (CIDIAT, 1985), propone la siguiente ecuación para el cálculo
de la pérdida por fricción:
hf (2) = (hf > – hf*) + hf < 7.7
Tramo 1 Tramo 2
Donde:
hf > : pérdida de carga para la longitud total como si fuera del diámetro mayor
hf* : pérdida de carga de la longitud de menor diámetro, como si fuera del 
mayor
hf < : pérdida de carga de la longitud de diámetro menor
Ejercicio 7.4 Calcular la pérdida por fricción en un lateral de aluminio, tal como se
muestra en el siguiente esquema:
Aplicando la ecuación 7.7, y calculando hf con la fórmula de Hazen-W se tiene:
Q = 1,2 x 12 = 14,4 m3
/hr
D = 75 mm ; J = 1,64 %
1. hf > hf = 1,64 x 1,8 = 2,95 m
F(n=12) = 0,393
hf > = 2,95 x 0,393 = 1,16 m
L2 = 60 m ; para D = 75 mm
Q = 1,2 x 4 = 4,8 m3
/hr
2. hf * J = 0,2146 ; hf = 0,13
F(n=4) = 0,485
hf* = 0,062
L2 = 60 m ; D = 50 mm
Q = 4,8 m3
/hr
3. hf < J = 1,546 ; hf = 0,93
F = 0,485
hf < = 0,93 x 0,485 = 0,45 m
hfT = (1,16 – 0,062) + 0,45 = 1,1 + 0,45 = 1,55 m
L1 = 120 m
L2 = 60 m
D1 = 75 mm
D2 = 50 mm
Sa = 15 m ; qa = 1,2 m3/hr C = 120

5. DISEÑO DE LATERALES DE ASPERSIÓN
5.1 Distribución de presiones en un lateral de riego
De acuerdo a F. Pizarro (1987), la presión media de un lateral situado horizontalmente
se sitúa a una distancia de aproximadamente 40% (L) desde la entrada al lateral. A esta
distancia se produce el 75% de la pérdida total de energía, y el 25% hacia abajo del
referido punto. La representación gráfica de la presión de un lateral es una curva con
gradiente decreciente, tal como se muestra en la figura 7.9
De la figura 7.9 se deducen las siguientes ecuaciones para el caso de laterales
horizontales:
Pi = Pm + ¾ hf 7.8
Pf = Pm – ¼ hf 7.9
Donde Pi = presión inicial; Pm = presión media y Pf = presión final
La carga o energía necesaria en el principal para operar el lateral está dada según la
posición del lateral respecto a la pendiente, presentándose los siguientes casos:
0,5
1,0
0,0 0,4
Pi
Pm
Pf
hf3/4 (hf)
1/4 (hf)
0,4 L 0,6 L
L
Fig 7.9 Distribución de presiones en un lateral situado horizontalmente

Caso 1: lateral pendiente arriba
Para este caso, y de acuerdo a la ecuación 7.8 que considera una situación promedio, la
energía al inicio del lateral se expresa como:
Hppl = Pm + ¾ hf + ½ E + He
Donde: Hppl = energía que requiere el principal para operar el lateral, m
hf = pérdida por fricción en el lateral, m
E = diferencia de elevación entre la entrada y salida del lateral, m
He = altura del elevador, m
La energía al final del lateral (H2), según la ecuación 7.9 se expresa como:
H2 = Pm – ¼ hf – ½ E + He
Para un lateral de dos diámetros, Hppl se calcula como:
Hppl = Pm + 2/3 hf + ½ E + He
Además, para este caso, se tiene las siguientes restricciones de diseño del lateral:
hf (max) < = 20% Pm – E
Ht = hf + E
Donde Ht es la diferencia de carga total en el lateral y Pm es la presión media del
aspersor.
E
Pm + He
hf
Principal
Fig 7.10 Distribución de presiones en un lateral pendiente arriba
2

Caso 2: lateral pendiente abajo.
En este caso, de lateral colocado pendiente abajo, se deducen las siguientes ecuaciones:
Hppl = Pm + 3/4 hf – ½ E + He
H2 = Pm – ¼ hf + ½ E + He
Para lateral de dos diámetros: Hppl = Pm + 2/3 hf – ½ E + He
Las condiciones de diseño para el lateral pendiente abajo son:
hf (max)  20% Pm + E
Ht = hf – E
Haciendo un resumen de las ecuaciones deducidas para los casos uno y dos se tiene:
Restricciones de diseño:
principal
hf
Pm + He =
Hppl + H - hf
E
Fig 7.11 Distribución de presiones en un lateral pendiente abajo
1
2
Hppl = Pm + 3/4 hf ± ½ E + He ; (+) ; (–) 7. 10
H2 = Pm – ¼ hf ± ½ E + He ; (+) ; (–) 7. 11
hf (max) < = 20% Pm ± E ; (+) ; (–) 7.12
Ht = hf ± E ; (+) ; (–) 7.13

5.2 Selección del diámetro del lateral
El diámetro del lateral se selecciona en base al criterio de que las máximas pérdidas de
presión permitidas no sean mayor del 20% de la presión media del aspersor, con lo cual
se espera que la diferencia de caudal entre el primer y último aspersor no sobrepase el
10%.
Para éste propósito, se puede seguir el siguiente procedimiento:
a. asumir un diámetro del lateral
b. calcular las pérdidas por fricción del lateral (ecuación 7.6)
c. en el caso de que las pérdidas por fricción calculadas sean mayores que las máximas
permitidas, asumir un diámetro mayor y calcular nuevamente.
Ejercicio 7.5 Un equipo semiportátil de riego por aspersión se va a instalar en un
terreno de 180 x 180 m, que tiene una pendiente norte-sur de 1,5% y este-oeste 1,0%. Se
ha decidido colocar una tubería principal de PVC en el centro del terreno, en el sentido
de la máxima pendiente, para instalar laterales cortos de aluminio de 90 m a ambos
lados del principal. Cuál será el diseño del lateral si las pérdidas por fricción permisibles
deben ser inferior al 20% de la presión media del aspersor?
q (aspersor) = 1,29 m3
/ hr
Datos, ASP seleccionado presión de trabajo Pm = 3,5 atm
Ea x El = 9 x 12 m
altura del elevador (He) = 24 pulg ( 0, 6 m)
Cálculos:
N° aspersores / lateral = 90 / 9 = 10
Q (l) = 1,29 x 10 = 12,9 m3
/hr
De acuerdo con el procedimiento sugerido para la selección del diámetro del lateral se
tiene:
a. asumo D(l) = 2 pulg = 63 mm (e = 1,8 mm)
b. calculo hf con la ecuación 7.5 para C = 120
J = mmxxx 100/16,44,59
120
9,12
101131,0 87,4
852,1
12





 
hf = J x L = 4,16 x 0,9 = 3,74 m
Para n = 10 ; F = 0,402 ; por lo tanto,
hf (l) = 3,74 x 0,402 = 1,5 m
c. según la ecuación 7.12, hf max  20% Pm – E , (lateral pendiente arriba)

hf max 0,2 (35) – (0,01x90) 7,0 – 0,90 6,10 m
1,5 < 6,1 aceptado.
Por lo tanto, el diámetro del lateral es 63 mm (2 pulgadas).
Observe que hf max 6,10 m, lo que significa que podría disminuir el diámetro de la
tubería.
6. DISEÑO DE LA TUBERÍA PRINCIPAL
6.1 Tuberías de PVC
Las tuberías de PVC (policloruro de vinilo), son las más utilizadas en los sistemas de
riego presurizado; ya sea en la red principal, secundaria o terciaria (laterales de riego).
Se debe tener presente que la clase de una tubería guarda directa relación con la presión
interna que ésta es capaz de soportar, según se indica en el cuadro siguiente:
Cuadro 7.7 Clase de tubo de PVC según presión de trabajo
Clase mca PSI Kg/cm2
Atmósferas
4 40 57 4 3,87
6 60 85 6 5,81
10 100 142 10 9,68
Fuente: Sistemas de Impulsión, Universidad de Concepción-Chile.
mca = metros de columna de agua
PSI = libras por pulgada cuadrada, lb/pulg2
Atmósfera = 10,33 mca ( 14,7 PSI )
Cuadro 7.8 Diámetros comerciales de tuberías
Diámetro, mm Diámetro, pulg Diámetro, mm Diámetro, pulg
12 1/4 75 2-1/2
16 3/8 90 3
20 ½ 110 4
25 3/4 125 4-1/2
32 1 140 5
40 1-1/4 160 6
50 1-1/2 200 8
63 2 250 10
Fuente: INIA, Quilamapu
6.2 Selección del diámetro del principal
El diseño de la tubería principal (o secundaria según el caso), que alimenta al lateral
puede hacerse ya sea en base al criterio de pérdida de presión máxima ó velocidad
máxima permisibles. Algunos autores recomiendan combinar los criterios técnico-
económicos para seleccionar los diámetros óptimos de la red de riego (Holzapfel
Eduardo, 2000).
Respecto del primer criterio, Harol Thafur (1985), señala que las pérdidas de energía en
la línea principal no deben superar los 10 PSI (7m); Carlos González, et al (1998),
sugiere que las máximas pérdidas deben ser 3 m de columna de agua (4,3 PSI).

Considerando el criterio de velocidad máxima del flujo, se recomienda que la velocidad
del agua en el tubo debe estar comprendida entre 5 y 10 pies/s (1,5 y 3,0 m/s); por lo
tanto, los criterios de diseño de la línea principal son:
Sabiendo que Q = A x V ; y que A(tubo) =
4
2
xD
; el diámetro del tubo que
transporta un caudal Q a una velocidad V se puede expresar como:
D =
V
Q
x
xV
xQ
128,1
4


7.16
Donde: D = diámetro del tubo, m ; Q = caudal, m3
/s ; V = velocidad, m/s
Para V max = 1,5 m/s ; D = ( 0,236 x Q )0,5
; Q = l / h ; D = mm.
Ejercicio 7.6 En base a los datos del ejercicio 7.5, calcular el diámetro de la tubería
principal que alimenta al par de laterales de riego.
Cálculos:
Q (ppl) = Q(l) x N° Laterales
Q (ppl) = 12,9 x 2 = 25,8 m3
/hr
Diseñando según criterio de velocidad (ecuación 7.16), asumiendo V = 2 m/s , se tiene:
D = 1,128 mmm
x
x 67067,0
2
1016,7 3


D (comercial) = 75 mm
Por lo tanto, D (ppal) = 75 mm (2 ½ pulg). Tubo de PVC, clase 6, e = 1,8 mm
Constatando la restricción de pérdida de presión máxima se tiene:
J = 0,1131 x 1012
x (25,8/150)1,852
x 71,4–4,87
= 4,0 m/100m
hf = 4,0 x 180/100 =7,2 m
Para n = 2 ; F = 0,639
hf(ppl) = 7,2 x 0,639 = 4,6 m
4,6 < 7,0 aceptado
hf max = 3.0 y 7 m 7.14
V max = 1,5 y 3,0 m/s 7.15

7. SELECCIÓN DEL EQUIPO MOTO-BOMBA
Como se dijo anteriormente, la motobomba es la unidad de energía encargada de
succionar el agua desde la fuente de abastecimiento, impulsarla a través de las tuberías
de conducción y entregarla a los puntos de descarga (aspersores) a la presión requerida.
Por lo tanto, el conocimiento de la presión total de bombeo (carga dinámica total CDT),
junto con el caudal de descarga, permiten seleccionar el grupo motobomba.
7.1 Cálculo de la carga dinámica total-CDT
La presión total de bombeo, en el caso del riego por aspersión, se determina en base al
cálculo de los diferentes componentes de la CDT, expresados en la siguiente ecuación:
CDT =   HaccEppalhfppalHppalhfHs s  7.17
Donde:
Hs = altura de succión
hfs = pérdida por fricción en la succión
Hppal = carga en el principal para operar el lateral
Hfppal = pérdida por fricción en el principal
Eppal = carga por diferencia de elevación en el principal
Hacc = pérdida por fricción en accesorios, aproximadamente 10% (H anterior)
7.2 Cálculo de la potencia de la bomba
La potencia en el eje de la bomba para elevar una determinada cantidad de agua,
imprimiéndole un acierta presión al fluido para vencer la CDT, se calcula con las
siguientes expresiones:
Pb(kw) =
xEfb
QxCDT
102
7.18
Donde:
Pb = potencia de la bomba, kw
Q = caudal de descarga, l/s
CDT = carga dinámica total, m
Efb = eficiencia de la bomba, 0 < Efb < 1
La potencia de la bomba en HP (hourse power), se puede calcular como:
Pb(HP) = Pb(kw) x 1,341 7.19
La potencia del motor se calcula con la siguiente relación:
Pm =
Efm
Pb
Donde Efm representa la eficiencia del motor.

Según la publicación Sistemas de Impulsión (1998), la eficiencia de los motores
eléctricos está alrededor de 84%; en tanto que para los motores a combustión interna
dicha eficiencia está cercana al 60%.
La referida publicación, respecto de la selección de bombas, destaca que“los catálogos
del fabricante traen la corrección por eficiencia del motor, no siendo necesario volver a
considerarla”.
7.3 Selección e instalación del grupo motobomba
La selección final del tipo de bomba debe hacerse en base a las curvas de trabajo de las
bombas que proporciona el catálogo del fabricante. El uso de estas curvas requiere
conocer el caudal total a bombear y la carga total a elevar (CDT).
De acuerdo a Oscar Reckmann (1999), una vez seleccionado el tipo de bomba, antes de
proceder a la instalación, se debe limitar la altura de succión (hs) para evitar el problema
de cavitación3
que físicamente puede destruir la bomba. El referido autor señala que en
la práctica se ha observado que el 90% de los contratiempos o dificultades en el
funcionamiento de una bomba tienen lugar precisamente en la succión.
El fabricante proporciona la carga de succión neta positiva requerida (NPSHr) y para la
instalación de la bomba debe calcularse la carga de succión neta positiva disponible
(NPSHd). Si la NPSHd  NPSHr, la bomba funcionará eficientemente sin tener
problemas de cavitación.
La NPSHd se calcula con la siguiente expresión:
NPSHd = Patm – (hs + hfs + Pva) 7.20
Donde:
Patm = presión atmosférica del lugar, m (cuadro 7.9)
hs = carga estática de succión, m
hfs = pérdida por fricción en la succión, m
Pva = presión del vapor de agua a la temperatura de operación, m (cuadro 7.10)
3
La cavitación se debe al hecho de que la altura de succión más las pérdidas por fricción en la línea de
succión y dentro de la bomba reducen tanto la presión atmosférica sobre el agua que ésta se encuentra en
o a punto de romper en vapor, produciéndose bolsas de vapor de agua que luego colapsan generando
fuerzas altamente destructivas (Curso: Instalación, Operación y Mantención de Sistemas de Riego
Localizado, INIA-La Platina, 1999)

Cuadro 7.9 Presión atmosférica según altitud
Altitud, msnm Presión atmosférica, m
0,0 10,0
305,0 9,6
610,0 9,3
915,0 9,0
1000,0 9,2
1220,0 8,6
2000,0 8,1
3000,0 7,2
msnm = metros sobre el nivel del mar
Fuente: Reckmann y Vergara, 1999
Cuadro 7.10 Presión del vapor de agua (Pva) según la temperatura
Temperat agua, °C 0 5 10 15 20 25 30 40 50
Presión vapor, m 0,06 0,09 0,13 0,17 0,24 0,32 0,43 0,76 1,18
Fuente: Curso: Formulación de Proyectos de Aspersión, Universidad de Concepción, 2000
La altura máxima de succión, hmax(suc), se puede calcular a partir de la ecuación 7.20,
reemplazando la NPSHd por la NPSHr de la bomba:
h max(suc) = Patm – NPSHr – hfs – Pva 7.21
Respecto de la instalación de bombas, Jorge Jara et al en el Curso sobre Formulación de
Proyectos de Aspersión (2000), señala que en EE.UU se ha fijado como norma una
altura de succión máxima de 4,5 m para bombas centrífugas y 6,5 m para otro tipo de
bombas. Además, los referidos autores señalan las siguientes alturas máximas de
succión:
Bombas centrífugas : entre 5 y 7 m
Bombas autocebantes : entre 8 y 9 m

8. EJERCICIO COMPLETO DE DISEÑO DEL RIEGO POR ASPERSIÓN
A continuación se desarrolla un ejemplo completo de diseño del riego por aspersión que
básicamente comprende cuatro partes: 1. Información básica del área de riego; 2.
Cálculo del régimen de riego; 3. Diseño hidráulico del sistema de riego; 4. Costos del
equipo de riego.
8.1 Información básica del área de riego
a. Datos de la parcela
- área de riego: 3,6 ha (180 x 180)
- pendiente del terreno: según plano topográfico
- velocidad del viento de la zona: Vmax = 3m/s (10,8 km/hr)
- altitud: 300 msnm
b. Datos del cultivo
- tipo de cultivo: alfalfa
- evapotranspiración máxima: 5,0 mm/día
- profundidad de raíces: 0,80 m
c. Datos del suelo
- textura: franca
- humedad a capacidad de campo: 27% (base a peso)
- índice de marchitez permanente: 13% (base a peso)
- densidad aparente: 1,3 gr/cm3
- profundidad efectiva: 1,0 m
- capacidad de infiltración básica: 12,0 mm/hr
d. Datos del riego
- sistema de riego: aspersión tradicional semiportátil
- eficiencia de aplicación del agua: 75% (cuadro 7.11)
- Jornada de riego: 12 hr/día
- Criterio de riego Cr: regar cuando se ha consumido el 50% de la humedad
disponible del suelo
- Caudal disponible: sin restricción
Cuadro 7.11 Eficiencia de riego por aspersión según tipo de clima
Clima Eficiencia, %
Desértico 65
Cálido y seco 70
Moderado 75
Húmedo o frío 80
Fuente: Manual para diseño de zonas de riego pequeñas, IMTA (1997)

8.2 Cálculo del régimen de riego. Con el fin de no distraer al lector en la descripción
de algunas ecuaciones que seguramente ya son conocidas, las mismas se aplicarán
directamente durante el proceso de cálculo.
a. lámina de agua aprovechable : LAA = (cc – mp) x Da x Per
Como profundidad efectiva de raíces (Per) se considera 70% de la profundidad total.
LAA = (0,27 – 0,13) x 1,3 x (0,7 x 0,8) = 0,1019 m = 101,9 mm
b. lámina de agua rápidamente aprovechable : LARA = Cr x LAA
LARA = 0,50 x 101,9 = 50,95 = 51 mm
c. frecuencia de riego : Fr =
maxEt
LARA
Fr = díasdías
díamm
mm
102,10
/5
51

d. lámina de riego ajustada
LARA(aj) = 10 x 5 = 50 mm
e. Período de riego : Pr = Fr(aj) – días de paro
Días de paro = 2 , para efectos de mantenimiento del equipo
Pr = 10 – 2 = 8 días
La condición de diseño es que Pr  Fr
f. lámina bruta o lámina total de riego : Lb =
Efa
ajLARA )(
Lb = mmmm 6766,66
75,0
50

g. selección del tipo de aspersor
- asumiendo Ea x El = 12 x 12 m
- qmax(asp) = Ea x El x VIb = 12 x 12 x 12 x 10–3
= 1,728 m3
/hr
- con qmax y en base al catálogo del fabricante, selecciono el tipo de aspersor:
Aspersor NAAN 323- ¾” (cuadro 7.6)
Qasp = 1,65 < 1,728 m3
/hr
Presión de trabajo Pa = 3,0 atm
Diámetro de humedecimiento DH = 26 m
Boquilla: 4,5 x 2,5 mm

- Comprobar que (Ea x El)asumido aseguren un traslape adecuado de acuerdo a la
velocidad del viento.
Para Vviento = 10,8 km/hr ; (Ea x El)max = 50%(DH); cuadros 7.1 y 7.2
Ea (max) = 0,5 x 26 = 13 m
El (max) = 0,5 x 26 = 13 m 12 < 13 aceptado
h. Intensidad de precipitación del aspersor : Ip =
EaxEl
Qasp
La selección del tipo de aspersor debe cumplir que Ip  VIb
Ip = hrmmx
x
/46,111000
1212
65,1

11,46 < 12,0 aceptado
i. Tiempo de riego : Tr =
Ip
Lb
Tr = hr
hrmm
mm
8,5
/46,11
67

j. Turnos de riego por día : Turnos/día =
TadicTr
hr

(max)
Turnos / día = turnos29,1
5,08,5
12


k. Horas de riego por día : hr (riego) / día = Turnos/día x Tr
hr (riego) / día = 2 x 5,8 = 11,6 hr
11,6 < 12,0 (Jornada de riego)
l. Caudal mínimo requerido : Qmin =
xJr
LbxAr
Pr
Qmin = slhrm
x
xxx
/22,7/99,25
6,118
106,31067 3
43


m. Número de aspersores por turno de riego : N° Asp/Turno =
Qasp
Qreq
N° Asp/Turno = 1675,15
65,1
26


8.3 Diseño del sistema de riego
a. Diseño de la distribución: Según el plano topográfico, el área de riego está
delimitada a 3,6 ha (180 x 180 m). Se ha decidido colocar una línea principal en el
centro del terreno, en el sentido de la máxima pendiente, para instalar laterales de 90
m de longitud a ambos lados del principal. La fuente de abastecimiento de agua es
un canal de riego que pasa por el pie de la propiedad.
- El espaciamiennto entre aspersores calculado fue de 12 x 12 m.
- N° Asp/Lat = L(l) / Ea = 90 / 12 = 7,5  8
El primer aspersor se colocará a ½(Ea) = ½(12) = 6m
- Número de laterales requeridos:
N° Lat Req = 2
8
16
/
/



LatAspN
TurnoAspN
- N° de posiciones del lateral en el área de riego = riegodeSubunidxN
El
ppalL
..
)(

N° Posic Tot Lat / área de riego = 302
12
180
x
- N° de posiciones totales del lateral por día = díaqxTurnosLatN /Re
N° Posic Tot Lat / día = 2 x 2 = 4
- Constatación del período de riego ; FrPr
83,5 84,0 84,5 85,0
85,5
86,0
86,5
87,0
87,5
88
88,5
89,0
89,5
90

Pr = días
díaLatposicN
LatTotPosicN
85,7
4
30
/.
..



8,0 < 10 aceptado; por tanto, se puede continuar con el diseño
b. Diseño hidráulico
- Selección del diámetro del lateral
Asumiendo D = 63 mm (2 pulg), tubo de PVC, clase 6 (e = 1,8 mm)
Q(l) = 1,65 x 8 = 13,2 m3
/hr
J = 2,87 % ; C = 150
Para n = 8 ; F = 0,377 ( 1er
Asp. a ½ Ea)
hf(l) = 2,87 x 0,90 x 0,377 = 0,97 m
hf max  20% Pm – (E) ; ecuación 7.12
hf max  0,2(30) – (90 – 87)  6 – 3  3,0 m ............... lateral crítico
0,97 < 3,0 D (lat) = 63 mm ( 2 pulg)
- Selección del diámetro del principal
Q(ppal) = Q(l) x N° Lat
Q(ppal) = 13,2 x 2 = 26,4 m3
/hr (7,33 l/s)
Asumiendo velocidad máxima del flujo = 2 m/s
mmm
x
D 68068,0
2
1033,7
128,1
3


; ecuación 7.16
D(ppal) = 75 mm (2 ½ pulg)
- Cálculo de la carga dinámica total (CDT): aplicando la ecuación 7.17 se tiene:
CDT =   HaccEppalhfppalHppalhfhs s 
 anteriorHacc %10
Altura de succión hs = 0,5 m (desnivel entre la superficie del agua en el canal y el
eje de la bomba)
Pérdida por fricción en la succión hfs:
Para Q = 26,4 m3/hr ; Tubo de PVC de 75 mm (e = 1,8 mm):
J = 4,22 % ; Ls = 4 m ; hfs = 4,22 x 0,04 = 0,17 m; hf(accesorios) = 0,13 m
hfs = 0,17 + 0,13 = 0,30 m

La energía en el principal para operar el lateral (Hppal) se calcula con la ecuación
7.10
Hppal = Pm + ¾ hf + ½ E + He ; He = 24 pulg (0,61 m)
Hppal = 30 + ¾ (0,97) + ½ (3) + 0,61 = 32,8 m
Pérdida por fricción en la tubería principal: L = 180 – 6 = 174 m
J = 4,22 % ; para n = 2 ; F = 0,639
hf ppal = 4,22 x 1,74 x 0,639 = 4,69 m
CDT = (0,5 + 0,30 + 32,8 + 4,69 + (87,0 – 84,5)) + 10%  anterior
CDT = (40,79) + 0,1(40,79) = 44,87  45 m
c. Cálculo de la motobomba
- Considerando una bomba centrífuga (75% de eficiencia), la potencia de la bomba
según la ecuación 7.18 es:
kw
x
x
Pb 4,4
75,0102
0,455,7

Pb = 4,4 x 1,341 = 5,9 HP
- Asumiendo una eficiencia del motor de 85% (motor eléctrico), la potencia del motor
será:
HPPm 0,794,6
85,0
9,5

Observe que si el motor es a combustión interna (Efm = 60%), la potencia del motor
será:
HPPm 1083,9
60,0
9,5

d. Selección del tipo de bomba
Entrando a las curvas de trabajo de bombas centrífugas (KOSLAN), la bomba
seleccionada tiene las siguientes características:
 Bomba trifásica modelo F 32 / 200 A
 Potencia: 10 HP
 Altura total: 45 mca ; Q = 450 l/min
 Voltaje: 380 volt ; Amperaje: 17,2 Amp
 Diámetro: 2 x 1 1/4
”
 Altura de succión: 7,0 m ( a nivel del mar)

- Cálculo de la carga de succión neta positiva disponible NPSHd de la bomba:
Considerando que la carga de succión neta positiva requerida (NPSHr), de la bomba
seleccionada es de 7,0 m; la NPSHd será:
Para la altitud del lugar, 300 msnm: Patm = 9,6 m (cuadro 7.9)
Para T(agua) = 20 °C: Pva = 0,24 m (cuadro 7.10)
La NPSHd, de acuerdo a la ecuación 7.20 se calcula como:
NPSHd = Patm – (hs + hfs + Pva)
NPSHd = 9,6 – (0,5 + 0,30 + 0,24) = 9,6 – 1,04 = 8,56 8,6 m
Como 8,6 > 7,0 ; es decir, NPSHd  NPSHr, se espera que la bomba trabaje sin ningún
problema. Según este resultado, existe un margen de seguridad de 1,6 m, para el
supuesto caso que el nivel del agua baje en el canal de riego y el equipo se quede
bloqueado.
Aplicando la ecuación 7.21, se puede calcular la altura máxima de instalación de la
bomba:
Hmax.Succ. = Patm – (NPSHr +hfs + Pva)
Hmax.Succ. = 9,6 – (7,0 + 0,30 + 0,24) = 9,6 – 7,44 = 2,16 m
Por lo tanto, la bomba se podría instalar hasta 2,16 m sobre el nivel del agua de la fuente
de abastecimiento.

9. ANÁLISIS DE COSTOS DEL SISTEMA DE RIEGO
9.1 Costos por consumo de energía
La energía consumida por la bomba seleccionada se puede calcular en base a la
siguiente expresión:
Ec (kw-hr) = Pm (kw) x Tpo. de servicio (hr) ; Pm = 12,5 HP = 9,325 kw
Tpo. de servicio / mes = RiegosxNx
día
riegohr
Pr
)(
N° Riegos / mes = 3
10
3030

Fr
hr (riego) / día = 11,6 (literal k del punto 8.2)
Tpo. de servicio = 11,6 x 8 x 3 = 278,4 hr/mes
Ec/mes = 9,325 kw x 278,4 hr = 2596 kw-hr
De acuerdo al Manual de Obras Menores de Riego (1 996), el costo de energía eléctrica
para equipos de riego tecnificado, se calcula en base a las siguientes tarifas:
1. Cargo por potencia instalada: $EE.UU 1,506/kw/mes
2. Cargo fijo por concepto de inspección: $EE.UU 4,727/mes
3. Consumo de energía: $EE.UU 0,0417/kw-hr
Aplicando estas tarifas al ejercicio planteado se tiene:
Costo/Pot. Inst. = 9,325 x 1,506 = $EE.UU 14,0/mes
Costo Ec/mes = 2596 x 0,0417 = $EE.UU 108,25/mes
Costo Tot Ec/mes = 14,0 + 4,73 + 108,25 = $EE.UU 126,98/mes
Considerando que para el caso de Chile (Sistema Cachapoal), la época de riego para el
cultivo de alfalfa, va de septiembre a abril (8 meses), el costo total de energía por
temporada de riego será:
Costo Tot Ec = 126,98 x 8 = $EE.UU 1015,84 (en 3,6 ha)
9.2 Costos de operación del sistema de riego
De acuerdo al referido Manual de Obras Menores de Riego, los costos del personal para
operar un sistema móvil de riego por aspersión, se puede calcular en base al siguiente
sueldo, mismo que incluye leyes sociales y movilización:
Sueldo Operador = $EE.UU 30,53/día = $EE.UU 3,82/hora

Para facilidad en la movilización e instalación del equipo de riego, se requiere 2
personas trabajando 3 horas por día (1 hr en instalación + 1 hr en cambio del riego + 1
hr en retiro del equipo). Considerando el ciclo de riego de 8 días, 3 riegos por mes y 8
meses de la temporada de riego, el tiempo del operador será:
Tpo. Operación = 3 x 8 x 3 x 8 = 576 hr/Temp. Riego/2 Trabaj.
Costo Tot. Operac. = 576 x 3,82 = $EE.UU 2 200,32/2 Trabaj
Costo Tot. Operac./Trabaj. = $EE.UU 1 100,16 = 605 088 pesos3
9.3 Costo total por hectárea y por metro cúbico de agua aplicado
De acuerdo al cuadro 7.11, el costo total por hectárea del sistema de riego es de:
Costo/ha = 1 339 653 pesos/ha
Costo/ha = $ EE.UU 2 435,73/ha
El costo por metro cúbico de agua aplicado se puede determinar en base a los siguientes
cálculos:
Vol/día = N° Asp x Q Asp x Jornada de riego/día
Vol/día = 16 x 1,65 x 11,6 = 306,24 m3
/día
Vol/ciclo de riego = 306,24 m3
/día x 8 días = 2 450 m3
Considerando el volumen aplicado por ciclo de riego, los 3 riegos/mes y la temporada
de riego de 8 meses, se tiene:
Vol/Temp. Riego = 2450 x 3 x 8 = 58 800 m3
Vol Tot / ha = ham /3,16333
6,3
58800 3
 (5,86 mm/día)
Observe que el volumen total de agua aplicado supera a la evapotranspiración máxima
del cultivo: 5,86 > 5,0
Costo/m3
= 
16333
1339653
82 pesos/m3
/ha
Costo/m3
= $ EE.UU 0,149/m3
/ha
3
Cotización del dólar americano, 12-02-01: 550 pesos / $EE.UU (Banco de Chile)

Cuadro 7.12 Costos, sistema móvil de riego por aspersión para 3,6 ha de cultivo de alfalfa
Descripción de material Cantidad Valor unitario Varlor total
A. Lateral de riego
Tubo PVC, acople rápido, 63 mm x 6 m, C 6 30 8293 248790
Portabase-aspersor, PVC, 63 mm 16 6830 109280
Tubo elevador roscado PVC 3/4 x 24 " 16 225 3600
Aspersor HE 3/4", NAAN 323 16 6160 98560
Tapón con acople, PVC, 63 mm 2 5095 10190
Terminal PVC HI 3/4" 16 98 1568
Subtotal A 471988
B. Conducción principal
Tubo PVC, acople rápido, 75 mm x 6 m, C 6 29 12922 374738
Codo, acople rápido, 90° C/reducc 75 a 63 mm 1 10325 10325
Tee PVC acople rápido, 63 mm 1 14822 14822
Subtotal B 399885
C. Grupo motobomba
Bomba centrífuga KOSLAN, F 50/250 D 1 594700 594700
Manguera de succión, 75 mm x 4m 1 14945 14945
Válvula de pie con filtro, 2 1/2 " 1 12925 12925
Válvula de aire 2 " 1 7371 7371
Válvula retención 2 " 1 13115 13115
Válvula de bola, 2 " 1 9688 9688
Instalación eléctrica baja tensión (1) 1 880000 880000
Subtotal C 1532744
Total (A+B+C) 2404617
D. Gastos generales
Diseño, supervisión, puesta en marcha equipo (2) 1 480923.4 480923.4
Costo operación equipo riego (2 trabajadores) 2 605088 1210176
Costo mantenimiento equipo riego (3) 1 48092.34 48092.34
Costo por consumno de energía eléctrica 1 558712 558712
Imprevistos, 5% (A+B+C) 1 120230.85 120230.85
Subtotal D 2418134.59
TOTAL 4822751.59
Costos sin IVA. Enero, 2001. ECOL-Elementos de Riego, Santiago-Chile Costo por ha 1339653.219
(1).- Fig IV - 12 . Curvas de costos extensión eléctrica (Manual de Obras Menores de Riego, 1996)
(2).- Honorarios profesionales, 20% (A+B+C)
(3).- 2% (A+B+C). Manual de Obras Menores de Riego, 1996

GUIA PARA DISEÑO DEL RIEGO POR ASPERSON
I. INFORMACION BASICA
1.1 Datos de clima
- Velocidad del viento ( Vmax. 4m / seg. )
1.1 Datos de la parcela
- Area total
- Area neta
- Pendiente del terreno
1.2 Cultivo
- Tipo de cultivo
- Práctica agrícola
- Et max.
- Prof. raíces
- % de agua aprovechable, Pa
- % de área bajo riego, Par
1.3 Suelo
- Textura
- Constantes hidrofísicas : CC, MP, Da
- Prof. Efect.
- Ecs. de Infiltrac.
1.4 Riego
- Efic. de aplicación
- Jornada de riego
- Días de paro
1.5 Abastecimiento de agua
- Fuente de abastecimiento
- Caudal disponible, Qd

II. CÁLCULO DEL RÉGIMEN DE RIEGO
2.1 Lámina de agua aprovechable ( LAA )
LAA = ( CC - MP ) * Da * Prof. Efect.
Prof. Efect. = 70 % ( Prof. Tot. raíces )
2.2 Lámina de agua rápidamente aprovechable ( LARA )
LARA = Pa * LAA
Pa = % de agua aprovechable
2.3 Intervalo de riego ( Ir )
Ir = LARA / (Et max - PP ef.)
PP ef. = Precipitac. efectiva
Ir ( aj ) = Ent. ( Ir )
2.4 Período de riego ( Pr )
Pr = Ir ( aj ) - Días de paro
Pr < Ir
2.5 Lámina de riego ajustada ( LARA (aj) )
LARA ( aj ) = Ir ( aj ) * Et max
LARA ( aj ) < LARA
2.6 Porcentaje de agua aprovechable ajustado ( Pa(aj) )
Pa ( aj ) = LARA ( aj ) / LAA
Pa ( aj ) < Pa
2.7 Lámina bruta ( Lb )
Lb = LARA ( aj ) / Efa
2.8 Dosis bruta de riego ( Db )
Db = Lb * 10 , m3/ha
2.9 Selección del tipo de aspersor
a. Asumir un espaciamiento entre aspersores y laterales ( Sl * Sm )
b. Determinar el caudal máximo del aspersor: qmax = Sl * Sm * Vib

c. Con qmax. entrar al catálogo del fabricante y seleccionar el tipo de aspersor
d. Comprobar si (Sl * Sm) asumidos cumplen las condiciones de velocidad del viento que
garanticen un traslape adecuado. Si no se cumple, asumir nuevos valores a Sl y Sm y comprobar
nuevamente.
2.10 Intensidad de precipitación del sistema de riego (Ip)
Ip = q Asp./ (Sl * Sm)
Ip < = VIb
2.11 Horas de riego por turno (hr / Turno), ó tiempo de riego
hr / Turno = Lb / Ip
hr / Turno < = Hr(max)
2.12 Turnos de riego por día, Turnos / día
Turnos / día = Hr(max) / ((hr / Turno) + Tadic)
2.13 Horas de riego por día, Hr / día
Hr / día = Turnos / día * hr / Turno
2.14 Horas de riego por período de riego, Hr / Pr
Hr / Pr = Pr * Hr / día
2.15 No. de días para regar la propiedad
No Días / Prop = (Hr /Pr) / Hr (max)
No Días / Prop < = Pr
2.16 Turnos por período de riego, Turnos / Pr
Turnos / Pr = Pr * Turnos / día
2.17 Superfície bajo riego por turno, Sr / Turno
Sr / Turno = Sr / (Turnos / Pr)
2.18 Dosis de riego bruta por turno, Db / Turno
Db / Turno = Sr / Turno * Db
2.19 Caudal mínimo requerido, Qmr
Qmr = (Db / Turno) / (hr / Turno)
Qmr < = Qd

2.20 Número de aspersores por turno, No ASP / Turno
No ASP / Turno = Qmr / q ASP
III. DISEÑO DEL SISTEMA DE RIEGO
3.1 Esquema de distribución
a. Plano topográfico
b. Red de distribución
c. Laterales de riego
3.2 Distribución del sistema de riego
3.2.1 Longitud del lateral
Ll = f (subunidad de riego)
3.2.2 Número de aspersores por lateral
No ASP / Lat = (No ASP / Turno) / ( N° Lat / Turno); también:
No ASP / Lat = Ll / Sl
3.2.3 Longitud de lateral ajustada
Ll (aj ) = No ASP / Lat * Sl
3.2.4 Número mínimo de laterales requeridos
No min Lat Req = ( No ASP / Turno) / (No ASP / Lat)
3.2.5 Número de posiciones totales del lateral
No Posic.Tot Lat = L ppl / Sm * N° Subunidades de riego
3.2.6 No. de posiciones totales del lateral por día
No Posic Tot Lat / Día = No Lat Req * Turnos / Día
3.2.7 Comprobación del Período de Riego
Pr = No Posic Tot Lat / (No Posic Lat / Día)
Pr < = Ir
3.3 Diseño hiráulico
3.3.1 Selección del diámetro del lateral
hf (max) < = 20 % (Pm) – dE ……… lateral crítico
3.3.2 Selección del diámetro del principal

V max < = 7 pies / seg ( 2 m / seg )
3.4 Cálculo del equipo de bombeo
3.4.1 Cálculo de la carga dinámica total (CDT), Ec. 7.17
3.4.2 Potencia de la bomba
Pb (Kw) = (Q * CDT ) / (1.02 * Efb)
CDT = m
Q = l / s
Efb = % ; (55 a 75 %, bomba centrífuga)
Pb (HP) = Pb (Kw) * 1,341
3.4.3 Potencia del motor
Pm = Pb / Efm
Efm = 85 % .....................Motor eléctrico, hasta 95 %
70 y 80 % .............Motor a combustión, diesel
IV SELECCION DEL EQUIPO DE RIEGO
4.1 Material seleccionado y costos
Cuadro 1. Materiales y costos del equipo de riego
Descripción Cantidad V.Unitario V. Total
A. Lateral de riego
B. Conducción Ppl.
C. Unidad de bombeo
------------------------------------------------------------------------------------------
10. RIEGO POR ASPERSIÓN DE PIVOTE CENTRAL
10.1 Características generales del sistema

El riego por aspersión de “Pivote Central” consiste en un lateral con aspersores que va
montado sobre torres provistas de ruedas autopropulsadas por un motor eléctrico (o
hidráulico), lo que permite un movimiento circular del sistema que jira alrededor de un
punto central o pivote (fig 7.12)
El área total humedecida por la máquina de riego es un círculo, producto de varios
círculos concéntricos, donde el 75% del área regada se encuentra en la mitad externa del
radio R. Generalmente el tamaño de boquilla de los aspersores es pequeño cerca del
centro y aumenta gradualmente en diámetro y descarga hacia el extremo (fig 7.13).
Entre las características principales del sistema se pueden anotar las siguientes:
- Este sistema riega principalmente áreas circulares, hasta de 100 ha, siendo lo más
común superficies de 50 ha (R = 400 m). También puede regar área cuadradas si se
Pivote
Cañón
Fig 7.12 Esquema del riego por aspersión de Pivote Central
Flujo presurizado
R
Fig 7.13 Círculo de humedecimiento de un sistema de Pivote Central

integra un equipo especial para regar esquinas, lo que elevará considerablemente su
costo.
- Las torres van espaciadas 30 a 60 m, montadas sobre 2 o 4 neumáticos. Cada torre
cuenta con un motor de alrededor de 1,0 HP que le permite un movimiento
autónomo.
- La tubería del lateral de aspersores está comprendida entre 4 ½ a 8 pulg.
- Espaciamiento entre aspersores 9 a 12 m.
- El lateral de aspersores se alinea por medio de un sistema de control automático que
regula la velocidad de la torre, desde el pivote central.
- El costo del sistema es directamente proporcional al radio R. Al duplicar el radio, el
costo se duplica; pero el área irrigada se cuadruplica (A = x R2
). De acuerdo a
Hamil Uribe (2000), el costo varía entre 1 000 y $ EE.UU2 500 / ha.
-
10.2 Factores del diseño
Los factores principales a ser considerados en el cálculo y diseño de los sistemas de
pivote central son:
- Capacidad de aplicación del sistema
- Velocidad de recorrido del lateral de aspersores ( N° de revoluciones por día)
- Velocidad de aplicación del sistema (intensidad de aplicación)
- Distribución de aspersores a lo largo del lateral
- Presión de entrada al sistema
a . Capacidad del sistema
Considerando la evapotranspiración de diseño del cultivo y el área a irrigarse, la
capacidad del sistema puede calcularse como:
Qs =
Efa
REt 2
86400
max 
7.22
Donde Qs = l/s; Et = mm/día; R = m
b. Velocidad de aplicación del sistema
Según el Instituto Mexicano de Tecnología del Agua-IMTA (1997), el problema más
común del pivote central es el escurrimiento, por lo que debe cumplirse que la velocidad
de aplicación del sistema sea menor que la velocidad de infiltración del suelo. Como se
dijo anteriormente, la mayor velocidad de aplicación se tendrá en los últimos aspersores
ubicados en la parte externa del lateral, los cuales cubren grandes diámetros para no
exceder la tasa de infiltración del suelo. Considerando un patrón de distribución de agua
de forma elíptica (factor de forma = 4/) , la velocidad de aplicación del último
aspersor Va se calcula como:
Va =
RtxRh
Q

4
7.23

Donde Rt es la distancia del pivote a la última torre, m; Rh es el radio húmedo del
aspersor, m.
c. Lámina de riego aplicada
La lámina de riego aplicada dependerá del tiempo que tarde el pivote en dar una vuelta
completa (tiempo/revolución), el mismo que se calcula como:
tr =
Vt
Rt2
7.24
Donde Vt es la velocidad de la última torre.
La lámina total promedio aplicada en cada revolución se calcula con la siguiente
ecuación:
Lb =
Efa
tr
x
Et
24
max
7.25
d. Selección del aspersor
La selección del tipo de aspersor dependerá del espaciamiento entre aspersores y de la
descarga máxima del aspersor. Los espaciamientos más utilizados son el uniforme ( 9 y
12 m) y el espaciamiento desuniforme ( 12 m para 1/3 R; 6 m para la segunda tercera
parte y 3m en el tercio final). De acuerdo al IMTA, el procedimiento para seleccionar el
tipo de aspersor es el siguiente:
1. Distribuir el caudal de diseño (Q), considerando el caudal requerido por cada
aspersor con el fin de lograr una buena uniformidad. El caudal del aspersor en cada
posición del lateral(qai) se obtiene con la siguiente ecuación:
qai = Q (Ri+Ea – Ri–Ea)x 2
Rt
Ri
7.26
Donde:
Ri = distancia del aspersor i, m
Ri+Ea = distancia del aspersor i más el espaciamiento entre aspersores, m
Ri–Ea = distancia del aspersor i menos el espaciamiento entre aspersores, m
2. Determinar la carga mínima de operación del aspersor, utilizando la ecuación de
Chu y Moe (1972), citado por el IMTA (1997).























53
5
1
3
2
8
15
1
Rt
Ri
Rt
Ri
Rt
Ri
hRho
hRhr
7.27
Donde: ho – hR = hf(l) = pérdida de carga por fricción en el lateral, sin considerar
las salidas, m

ho = presión en el punto pivote, m
hR = presión al final del lateral, m
hr = presión en el punto r del lateral, m
Rt = longitud total del radio R, m
La pérdida por fricción en el lateral de aspersores se calcula como:
hf(l) = 0,543 x hf 7.28
Donde hf es la pérdida por fricción en la tubería sin considerar las salidas que se puede
calcular con la ecuación 7.5
Si el pivote tiene un cañón final, la pérdida por fricción en el lateral se calcula:
hf(l) = 0,543 x hf x
2/1
1
1













Q
qc
7.28(a)
Donde qc es el caudal de cañón, l/s; q es el caudal total del sistema considerando el
cañón, l/s.
3. Con la presión y el caudal, entrar al catálogo del fabricante y seleccionar el diámetro
de la boquilla.
e. Carga requerida en el pivote central
La carga que se requiere en el pivote central (CPC) es la suma de la altura de la máquina
de pivote central más la presión a la entrada del lateral y más la diferencia de cota del
terreno:
CPC = Hm + hf(l) + H 7.29
10.3 Ejercicio de aplicación5
Diseñar un sistema de riego por aspersión de pivote central para un terreno cuadrado de
5
Ejemplo tomado del “Manual para diseño de zonas de riego pequeñas” del Instituto Mexicano de
Tecnología del Agua IMTA (1997)

64 ha (800 x 800 m), para específicamente conocer: capacidad del sistema; caudal de
descarga, presión de trabajo y tamaño de boquilla de un aspersor que se localiza a una
distancia de 150 m. El terreno se va a plantar con maíz en un suelo franco arenoso con
una pendiente del 2%.
Datos adicionales: evapotranspiración de diseño 7 mm/día; eficiencia de aplicación
70%(clima cálido); velocidad de la última torre a 388 m, Vt = 2 m/mín.
Resolución:
Si el pivote se coloca en el centro del terreno, el área regada es:
Ar =   haxxR 3,504001416,3
22

Observe que 13,7 ha (21%) quedarían sin riego si no se acondiciona el equipo para riego
en las esquinas.
La capacidad del sistema se calcula con la ecuación 7.22:
Qs =
  sl
x
x /2,58
70,0
4001416,3
86400
7
2

La lámina de riego aplicada en cada vuelta del pivote se calcula con la ecuación 7.25; la
cual depende del tiempo por revolución tr (ecuación 7.24):
tr = hr
m
mxx
3,20min9,1218
min/2
3881416,32

Lb = revoluciónmm
x
x
/46,8
70,024
3,207

La lámina máxima aplicada por día depende del número de revoluciones por día de la
máquina de riego, la misma que se calcula con la ecuación:
N°Rev/día =
R
xVtx
2
6024
N°Rev/día = 18,1
3881416,32
26024

xx
xx
Por lo tanto, la lámina máxima aplicada en el extremo del pivote central es:
Lmax = 8,46 x 1,18 = 9,98 mm/día;
que corresponde a una lámina neta para uso consuntivo máximo del cultivo de:

Ln = 9,98 x 0,70 = 6,98 7,0 mm/día
El paquete de aspersores del pivote se selecciona considerando las siguientes
características:
- Qs = 58.2 l/s
- Tubería de aluminio; C = 120
- Longitud del pivote: 402 m
- Carga final del cañón: 45,5 m
- Diámetro del lateral: 168,3 mm
- Espaciamiento entre aspersores: 6 m
El procedimiento para seleccionar el aspersor que se ubica a una distancia de 150 m del
pivote es el siguiente:
a. Gasto del aspersor .- aplicando la ecuación 7.26:
qai =
 
  slxx /648,02,58144156
402
150
2

b. Presión de trabajo del aspersor.- se calcula con la ecuación 7.27:
3626,0
402
150
5
1
402
150
3
2
402
150
8
15
1
53
























hRho
hRhr
ho – hR = hf(l) ; hf(l) se calcula con la ecuación 7.5:
hf(l) = J x L = 4,53 x 
100
402
18,2 m (sin salidas)
hf(l) = 0,543 ( 18,2) = 9,9 m (con salidas)
La carga requerida en el aspersor ubicado a 150 m del pivote se obtiene despejando
hr de la ecuación 7.27:
hr = 0,3626 x (ho – hR) + hR = 0,3626 x hf(l) + hR
hr = 0,3626 x 9,9 + 45,5 = 49,0 m
c. Selección del diámetro de boquilla del aspersor
Para qa = 0, 648 l/s
Catálogo del Diámetro de
Pa = 49,0 m fabricante boquilla = 5,1 mm

La velocidad de aplicación del último aspersor se calcula con la ecuación 7.23:
Va = hrmmxx
x
x /4,3438,34106,3
20388
2,58
1416,3
4 3

Observe que la intensidad de precipitación del último aspersor supera la capacidad de
infiltración del suelo, lo que presupone escurrimiento superficial del agua.

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