Anejo nº 16 DIMENSIONAMIENTO DE SECCIONES

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1 CABILDO ISULAR DE TEERIFE Anejo nº 16 DIMESIOAMIETO DE SECCIOES COTEIDOS 1. ITRODUCCIÓ OLEAJE DE CÁLCULO PROPAGACIÓ DEL OLEAJE AÁLISIS DE ROTURA ALTURA DE OLA DE CÁLCULO CÁLCULO ESTRUCTURAL DEL DIQUE METODOLOGÍA FÓRMULA DE HUDSO FÓRMULA DE VA DER MEER FÓRMULA DE JOSÉ MARÍA BEREGUER Y ATOIO BAOZA PARA PIEZAS PERFORADAS (CUBOS Y ATIFER PERFORADOS) RESULTADOS TROCO MORRO CÁLCULO FUCIOAL. REBASE SECCIÓ SI ESPALDÓ SECCIÓ CO ESPALDÓ

2 CABILDO ISULAR DE TEERIFE ÍDICE DE FIGURAS Figura 1: Tramos del dique de abrigo Figura 2: Tabla valores máximos de altura de ola y dirección a pie de obra según tramos Figura 3: Caracterización del oleaje a pie de obra (situación más desfavorable) Figura 4: Altura de ola significante a pie del dique de abrigo Figura 5: Secciones de control Figura 6: Valores de altura de ola en rotura sobre los pies del talud (en metros) Figura 7: Valores de la constante de estabilidad de Hudson (S.P.M.) Figura 8: Valores de la constante de estabilidad de Hudson (B.S.I.) Figura 9: Valores de la constante de estabilidad de Hudson (bibliografía especializada) Figura 10: Comportamiento de un talud de escollera en función de la avería adimensional de Broderick Figura 11: Comportamiento del manto sobre la base de S y od Figura 12: Criterio de permeabilidad teórica de Van Der Meer Figura 13: Resultados cálculo estructural para el tronco del dique Figura 14: Resultados cálculo estructural para el morro del dique. Figura 15: Sección sin espaldón (modelo) Figura 16: Series de olas del temporal para la sección sin espaldón Figura 17: Rebase acumulado para la sección 4 Figura 18: Rebase acumulado para la sección sin espaldón Figura 19: Velocidad media de rebase para la sección sin espaldón Figura 20: Sección con espaldón (modelo) Figura 21: Series de olas del temporal para la sección con espaldón Figura 22: Rebase acumulado para la sección con espaldón Figura 23: Rebase instantáneo para la sección con espaldón Figura 24: Velocidad media de rebase para la sección con espaldón 2

3 CABILDO ISULAR DE TEERIFE 1. ITRODUCCIÓ El presente anejo se engloba dentro del Proyecto Básico de Puerto en el Término Municipal de Puerto de La Cruz. Tiene como objeto definir, a nivel de Proyecto Básico, la obra marítima de protección, para lo cual se comprobará fundamentalmente la estabilidad (cálculo estructural) y el rebase (cálculo funcional). 2. OLEAJE DE CÁLCULO El oleaje de cálculo se ha definido en el anejos nº11 PROPAGACIÓ Y DETERMIACIÓ DEL OLEAJE DE CÁLCULO a partir de los datos analizados en el Anejo nº7 CLIMA MARÍTIMO. A continuación se exponen de forma resumida las principales conclusiones del citado anejo 2.1. PROPAGACIÓ DEL OLEAJE Se han realizado simulaciones para las características de oleaje en aguas profundas en condiciones de bajamar, nivel medio del mar y pleamar. De esta forma se tienen simulaciones para cada dirección, altura de ola y período determinados. De acuerdo con el objetivo de este estudio de obtener las condiciones de oleaje a pie de obra, se ha dividido el dique de abrigo en tramos coincidentes con sus alineaciones. En la siguiente figura se pueden ver los diferentes tramos considerados. Figura 1: Tramos del dique de abrigo Así pues, los resultados de las propagaciones se dan en forma de condiciones de oleaje a pie de talud para cada tramo de dique y para pleamar máxima viva equinoccial. Los valores máximos de altura de ola y dirección a pie de obra para cada tramo, obtenidos de las propagaciones, se presentan en las siguientes tablas. AGUAS PROFUDAS PIE DE TALUD TRAMO 1 TRAMO 2 TRAMO 3 DIRECCIÓ Hs (m) Tp(s) DIR Hs (m) DIR Hs (m) DIR Hs (m) W (315º) Ola rota 339º º (0º) Ola rota 354º º 9.85 E (45º) Ola rota 12º º 5.62 Figura 2: Tabla valores máximos de altura de ola y dirección a pie de obra según tramos 3

4 Las simulaciones revelan que, como era predecible, las condiciones de oleaje más desfavorables a pie de obra se dan para las propagaciones de los oleajes de cálculo para la dirección de W. Esto se debe a que las alturas de ola en aguas profundas en estas direcciones son las mayores y a que el oleaje que proviene de estas direcciones se refracta en menor medida. CABILDO ISULAR DE TEERIFE A continuación se presentan las alturas de ola significantes a pie de dique a lo largo de la estructura para el temporal de proyecto (dirección W, Hs = 10,75 metros y Tp = 20 segundos). Los resultados de las simulaciones de propagación del oleaje pueden verse a continuación: Figura 4: Altura de ola significante a pie del dique de abrigo 2.2. AÁLISIS DE ROTURA Una vez obtenidas las condiciones de oleaje propagadas desde aguas profundas a pie de obra mediante el modelo numérico elegido, se hace una comprobación con el IH2VOF. El estudio que se ha llevado a cabo consiste en determinar la altura de ola que rompe contra la estructura en algunas secciones para comprobar que los resultados del modelo son correctos y en su defecto para calibrarlo. Figura 3: Caracterización del oleaje a pie de obra (situación más desfavorable) Los valores que faltan en las tablas corresponden a puntos en que el oleaje se ha difractado y en los que, dado que el modelo numérico no considera el fenómeno de la difracción, no se han obtenido datos fiables. De todas formas, estos valores pueden omitirse en el estudio dado que la difracción conlleva una importante reducción de la altura de ola. Además también se realizará un estudio de rotura mediante el método del método relativo 2 de Juan Antonio Afonso apoyándonos con las propagaciones realizadas con el MIKE 21 para ejecutar las iteraciones correspondientes. Las secciones de control se describen en la siguiente figura. 4

5 CABILDO ISULAR DE TEERIFE 2.3. ALTURA DE OLA DE CÁLCULO Una vez analizados los resultados obtenidos con el MIKE 21 SW, el IH2VOF y el método relativo 2 tanto en la propagación como en la rotura del oleaje las consideraciones a tener en cuenta son las siguientes: - Los resultados obtenidos con el MIKE 21 SW son coherentes con los datos de partida y se puede comprobar la correcta simulación del fenómeno de rotura. - El IH2VOF se ha usado para determinar la altura de ola en rotura que rompe en el pie de la estructura de defensa. - Las iteraciones del método relativo 2 han sido complementadas con los datos de las propagaciones en MIKE 21 SW. Se adopta como altura de ola de cálculo: Sección del tronco: Hcalc = 9,50 m. Sección del morro: Hcalc = 8,50 m. Figura 5: Secciones de control Los valores de altura de ola en rotura sobre los pies de talud en las diferentes secciones de control son los siguientes: AGUAS PROFUDAS MODELO UMÉRICO MIKE 21 SW IH2VOF MODELO ESTADÍSTICO M.R.-2 SECCIÓ DE COTROL SECCIÓ DE COTROL SECCIÓ DE COTROL CÁLCULO ESTRUCTURAL DEL DIQUE Para la comprobación de la estabilidad del dique de abrigo, se aplican tres métodos de amplia difusión en Ingeniería Marítima, cuyos fundamentos se exponen en los siguientes apartados. Los métodos empleados son: Fórmula de Hudson. Fórmula de Van der Meer. Fórmula de Berenguer Baonza. Figura 6: Valores de altura de ola en rotura sobre los pies del talud (en metros) 5

6 3.1. METODOLOGÍA FÓRMULA DE HUDSO Uno de los métodos de mayor difusión en Ingeniería Marítima para la determinación del peso de las piezas del manto principal de diques en talud rompeolas no rebasables es el basado en la formulación de Hudson, presentado por Hudson y Jackson (1959). CABILDO ISULAR DE TEERIFE Los valores comúnmente admitidos de KD, se exponen en las tablas adjuntas: Valores de la constante de estabilidad de Hudson según Shore Protection Manual: Dicha formulación expresa el número de estabilidad (también llamado número de Hudson) en función de un coeficiente y la pendiente del talud: H 1 3 s (KD.cot α) ; de donde: Δ.Dn50 W K D H 3 d ctg w 3 1 [tn] Siendo: W Peso de las piezas. γ Peso específico del hormigón en masa. Unidades: [tn/m 3 ]. Hd Altura de ola de diseño. Unidades [m]. KD Coeficiente de estabilidad Hudson. En función del tipo de pieza. ctg α Talud de la protección. γw Peso específico del agua de mar. Unidades: [tn/m 3 ]. Figura 7: Valores de la constante de estabilidad de Hudson (S.P.M.) 6

7 CABILDO ISULAR DE TEERIFE Valores de la constante de estabilidad de Hudson según British Standard Institution (BS ): Figura 8: Valores de la constante de estabilidad de Hudson (B.S.I.) Otras referencias bibliográficas: Conception et dimensionnement des digues à talus 1 : FÓRMULA DE VA DER MEER Basada en los primeros trabajos de Thompson y Shutler en la década de los 70 (1975) y en una serie muy amplia de ensayos con oleaje irregular realizados en Delft Hydraulics, Van der Meer propone una serie de expresiones en un rango muy amplio de elementos (escolleras, cubos, tetrápodos y acrópodos); composición del dique: todo uno, filtro y manto; permeabilidades del manto en función de la misma; amplias condiciones de clima marítimo representados por la altura de ola, el periodo y la duración del temporal; formas de rotura (voluta o plunging y oscilación o surging); número de Iribarren, taludes. Todo ello ha conducido a una serie de expresiones totalmente adaptadas en la actualidad por la comunidad científica internacional. Con estos principios, Van der Meer propone sus expresiones en condiciones de profundidad indefinida (offshore) y en aguas poco profundas, reducidas o someras (shallow watter), con las restricciones propias de los ensayos y piezas analizadas. Éstas son: Escolleras: Hs. Δ.Dn50 ξ 0,18 S 0,20 6,20.P.( ) ; ξ ξc; Voluta o plunging Hs Δ.Dn50 0,13 1,00.P. cot gα( S 0,20 P ).ξ ; ξ ξc; Vaivén o surging Figura 9: Valores de la constante de estabilidad de Hudson (bibliografía especializada) 1 0,31 ξ P 0,50 c (6,20.P. tagα ) ; Transición 1 François Ropert, François Bouttes (1.997).Centre D Etudes Techniques Maritimes et Fluviales. 7

8 CABILDO ISULAR DE TEERIFE Cubos Tetrápodos: Acrópodos s s H Δ.D H Δ.D s n50 s n50 6,70. 3,75. 0,40 od 0,30 0,50 od 0,25 1,00. s 0,85. s 0,10 om 0,20 om H s 0iα 3,70; H0d 4,10; H0c 2,50 Δ.Dn50 CRITERIO DE ESTABILIDAD DE BRODERICK, S Y od PIEZA IICIO DE DAÑO DAÑO MODERADO FILTRO VISIBLE ESCOLLERA 2,00 3,00 a 5,00 >8,00 CUBOS 0,00 0,50 a 1,50 2,00 TETRÁPODOS 0,00 0,50 a 1,00 1,50 ACRÓPODOS 0, ,50 P Figura 11: Comportamiento del manto sobre la base de S y od Permeabilidad teórica, mayor permeabilidad implica superior estabilidad. 0,10 Manto, filtro y capa impermeable. 0,40 Manto, filtro y todo uno 0,50 Manto núcleo de material suelto 0,60 Acumulación granular. Siendo: od úmero de unidades desplazadas, relacionadas con el índice de avería. S Avería adimensional. úmero de olas activas limitado en olas cuando se estabiliza la avería. En escollera se emplea el concepto de avería adimensional, S, para el estudio del comportamiento del talud, siguiendo la tabla de la Figura 10, mientras que en piezas la relación es con od, principio desarrollado por Broderick y cuyas relaciones se exponen en la Figura 11: TALUD IICIO DE AVERÍA DAÑO MODERADO FILTRO VISIBLE cotg = 1,50 2,00 3,00 a 5,00 > 8,00 cotg = 2,00 2,00 4,00 a 6,00 > 8,00 cotg = 3,00 3,00 6,00 a 9,00 > 12,00 cotg = 4,00 y ss 3,00 8,00 a 12,00 > 17,00 Figura 10: Comportamiento de un talud de escollera en función de la avería adimensional de Broderick Figura 12: Criterio de permeabilidad teórica de Van Der Meer 2 2 Fuente: Diseño de diques Rompeolas. D. Vicente egro Valdecantos et al. Colegio de Ingenieros de Caminos Canales y Puertos. Colección Seinor 28. 8

9 CABILDO ISULAR DE TEERIFE γ Peso específico de pieza. Unidades: [tn/m 3 ]. γw Peso específico del agua de mar. Unidades: [tn/m 3 ]. Coeficiente relativo de pesos específicos Dn50 Diámetro nominal medio. Unidades: m. W50 som Peso medio de la pieza Unidades: tn. Peralte adimensional: 2.π.H s s om 2 g.tz g Aceleración de la gravedad. Unidades m/s 2. Tz Periodo ondulatorio. Unidades s. ξ ξc úmero de Iribarren. úmero de Iribarren de comparación. Morro: S 1,80 2,30.D Dada la dispersión de los resultados, se recomienda la aplicación determinística de la fórmula anterior, asumiendo un nivel de no excedencia del 97,5 por ciento respecto a la 0,40 max. s 0,50 om curva de inicio de avería con daños del 1%, proponiéndose: 3.2. RESULTADOS TROCO 0,50 S 1,50 2,30. s om Operando, según las formulaciones expuestas y los parámetros indicados, se obtiene: FÓRMULA DE JOSÉ MARÍA BEREGUER Y ATOIO BAOZA PARA PIEZAS PERFORADAS (CUBOS Y ATIFER PERFORADOS) CARACTERIZACIÓ DEL OLEAJE VARIABLE VALOR Altura de ola significante Hs [m] 9.5 Periodo pico Tp [s] 20 Sobre la base de una serie de ensayos con bloques perforados (cubo perforado y antifer perforado), dique con espaldón o sin él, y dos taludes cotg=1,50 y 2,00, combinando series de altura de ola con tres periodos y duración de temporal mínima equivalente de olas, proponen una fórmula conjunta para la estimación central representada por: TALUD DEL DIQUE Pendiente del talud cotg 1.5 TIPO DE PIEZA Estabilidad Hudson Kd 7 DESIDADES Densidad Antifer γ s 2.35 Densidad agua γ w Tronco: S 3,14.ξ 0,05 p 0,57 PARÁMETROS VA DER MEER úmero de olas z 1640 ivel de daño od 0.5 Siendo: FORMULACIÓ S D n50 [m] W [t] ξp tgα. g 0,5.Hs. Tp 2π HUDSO VA DER MEER BEREGUER BAOZA Figura 13: Resultados cálculo estructural para el tronco del dique 9

10 Las fórmulas de Van der Meer y Berenguer Baonza aportan resultados homogéneos respecto a la de Hudson. Considerando lo expuesto se adopta para el tronco Antifer de 75 tn MORRO Operando, según las formulaciones expuestas y los parámetros indicados, se obtiene: CARACTERIZACIÓ DEL OLEAJE VARIABLE VALOR Altura de ola significante Hs [m] 8.5 Periodo pico Tp [s] 20 TALUD DEL DIQUE Pendiente del talud cotg 1.5 TIPO DE PIEZA Estabilidad Hudson Kd 5 DESIDADES PARÁMETROS VA DER MEER Densidad Antifer γ s 2.35 Densidad agua γ w úmero de olas z 1640 ivel de daño od 0.5 FORMULACIÓ S D n50 [m] W [t] HUDSO VA DER MEER BEREGUER BAOZA Figura 14: Resultados cálculo estructural para el morro del dique. 4. CÁLCULO FUCIOAL. REBASE CABILDO ISULAR DE TEERIFE Otro de los aspectos a considerar en el diseño del dique de protección, al margen de su respuesta estructural, es su comportamiento a nivel operativo. En este sentido, se pretende evaluar el rebase que puede presentar el dique en unas condiciones determinadas con el fin poder fijar las variables (cota de coronación fundamentalmente) que lo determinan. El rebase se analiza detalladamente en el anejo nº14 Ensayo en modelo físico que describe pormenorizadamente las características y conclusiones de un ensayo en modelo físico en el Instituto de Hidrodinámica Aplicada y complementado mediante un estudio en modelo matemático con la herramienta IH2VOF. En el presente apartado se exponen las tasas de rebase obtenidas. Para ello se han realizado simulaciones con oleaje irregular y de duración segundos. Para el análisis del rebase se aplicaran las recomendaciones expuestas en el EUROTOP WAVE OVERTOPPIG OF SEA DEFESES AD RELATED STRUCTURES. En él se distinguen 4 tablas distintas según sujeto afectado por el rebase. Para hacer un análisis global del dique se estudiaran las principales secciones, diferenciando entre la sección rebasable sin espaldón y la sección no rebasable con espaldón. Las fórmulas empleadas presentan una notable heterogeneidad en sus resultados. o parece razonable emplear piezas de menor peso en el morro que en el tronco (tal y como resulta de la formulación de Van der Meer). Así mismo, parece excesivamente conservador emplear piezas que prácticamente duplican el peso de las consideradas en el tronco (formulación de Berenguer Baonza) por lo que se adoptan para el morro bloques Antifer de 90 tn (tal y como resulta de aplicar la fórmula de Hudson). 10

11 CABILDO ISULAR DE TEERIFE 4.1. SECCIÓ SI ESPALDÓ En este apartado se analiza el rebase de la sección sin espaldón que se trata de la sección 4. Para este caso cabe destacar que el dique es rebasable. El rebase acumulado alcanza un valor total de 200m 3 /m para el temporal estudiado. Esto significa que la tasa de rebase es de 55,5 l/s/m, que siendo una tasa de rebase alta no es preocupante debido a que se trata de una sección rebasable. Por lo tanto no existe riesgo de pérdida de vidas humanas ni hay una disminución del nivel de servicio del puerto. Estos resultados se pueden ver en las siguientes figuras. En la primera, el rebase acumulado, en la segunda, el rebase instantáneo y en la tercera, la velocidad media de rebase. Figura 15: Sección sin espaldón (modelo) El temporal propagado para el estudio del rebase se muestra a continuación: Figura 17: Rebase acumulado para la sección 4 Figura 18: Rebase acumulado para la sección sin espaldón Figura 16: Series de olas del temporal para la sección sin espaldón Figura 19: Velocidad media de rebase para la sección sin espaldón 11

12 4.2. SECCIÓ CO ESPALDÓ En este apartado se tienen en cuenta tanto la sección 1 como la sección 2 al tener la misma morfología de defensa respecto al oleaje. La única distinción entre ambas secciones es que la primera no dispone de muelle adosado y la segunda sí. Entre las dos secciones se cubre toda la longitud del dique de abrigo excepto los morros. CABILDO ISULAR DE TEERIFE El rebase acumulado alcanza un valor total de 32 m 3 /m para el temporal estudiado. Esto significa que la tasa de rebase es de 8,8 l/s/m, que es peligrosa para los peatones y no es peligrosa ni para vehículos ni para las edificaciones situadas en la parte posterior del espaldón. Por lo tanto no existe riesgo de pérdida de vidas humanas ni hay una disminución del nivel de servicio del puerto. Estos resultados se pueden ver en las siguientes figuras. En la primera el rebase acumulado, en la segunda el rebase instantáneo y la tercera la velocidad media de rebase. Figura 22: Rebase acumulado para la sección con espaldón Figura 20: Sección con espaldón (modelo) El temporal propagado para el estudio del rebase se muestra a continuación: Figura 23: Rebase instantáneo para la sección con espaldón Figura 21: Series de olas del temporal para la sección con espaldón Figura 24: Velocidad media de rebase para la sección con espaldón 12

13 CABILDO ISULAR DE TEERIFE La tasa de rebase promedio son aceptables para todas las secciones estudiadas. En la sección sin espaldón, al tratarse de una sección rebasable, los valores de rebase existentes no son un problema, ya que no existe riesgo de pérdida de vidas humanas ni existe una disminución del nivel de servicio del puerto. En el análisis de la sección con espaldón, la tasa de rebase es muy reducida y aplicando la valores recomendados por EUROTOP WAVE OVERTOPPIG OF SEA DEFESES AD RELATED STRUCTURES vemos que la citada tasa solo es peligrosa para los peatones. Cabe destacar que cuando se presenta el temporal de proyecto no debe haber personas circulando por el muelle adosado al dique de abrigo. Por lo demás, esta tasa de rebase no es peligrosa ni para los vehículos circulando a reducidas velocidades ni para edificios situados en las inmediaciones de la obra de protección. 13