EVOLUCIÓN. Mercancias

Transcripción

1 EVOLUCIÓN Poco calado Altura de ola limitada Taludes con elementos sueltos Grandes calados Mayores Alturas de ola Elementos mayores Un solo elemento Mercancias Barcos Calados

2 CARACTERÍSTICAS GENERALES Datos Más de 300 diques de abrigo en unos 8000 Km litoral. Casi 4 diques de abrigo cada 100 Km. 80% en talud 20% verticales Litoral Canario! Ampliaciones portuarias! Elementos de un dique vertical. Sección tipo Banqueta de cimentación/enrase Protección de banqueta/berma de protección Bloque de guarda Monolito (cajón) Superestructura/Espaldón Función de cada elemento del dique vertical

3 Modos de fallo Deslizamiento,Vuelco (clásico-plástico), hundimiento Deformación y colapso de la base de cimentación Socavación (Soscavament) Rebase (Ultrapassament) Reflexión (agitación antepuerto, canal de enfilación, dársenas interiores) (Reflexió) Fallo protección banqueta Interrelaciones Obra cuyo modo de fallo predominante es el instantáneo (necesidad de ensayar tanto en canales 2D como en piscina 3D) Ventajas del dique verticales frente al dique en talud La reducción importante de la cantidad de material procedente de cantera, lo que permite: - Minimizar los impactos ambientales. - Disminuir la afección al entorno, esto es, en las instalaciones portuarias, a la población, en la red viaria, etc. - Ahorro de costes. La rapidez en la construcción. El buen comportamiento ante el oleaje en las fases constructivas. El permitir el atraque en el lado interior. El que puedan ser desmantelados más fácilmente que los diques en talud.

4 Desventajas de un dique vertical La rotura de la ola sobre paramentos verticales transmite a éstos unos esfuerzos muy importantes, lo que hace que los diques verticales son más adecuados para calados superiores a aquéllos en los que se produce la rotura de la ola. Reflejan la energía del oleaje de forma prácticamente total por lo que pueden comprometer la funcionalidad del canal de entrada, antepuerto y dársena como consecuencia de la agitación que produce la reflexión del oleaje. No obstante, se pueden diseñar diques verticales con una geometría que disminuya este efecto. Transmiten importantes cargas al terreno. En los diques verticales con cajones de gran puntal -por encima de 30 m-, los picos de la carga sobre la banqueta de cimentación superan 1 MPa. La necesidad de contar con ventanas para el fondeo de los cajones y posterior relleno.

5 Proceso constructivo Dragado del terreno natural con objeto de eliminar suelos que no tengan la suficiente capacidad portante y/o mejora del terreno de cimentación. Colocación de la banqueta de cimentación, que permite: - Transmitir las cargas de los cajones al terreno. -Proporcionar una superficie regular para el apoyo de los cajones. - Limitar el puntal de los cajones en zonas de gran calado. - Evitar la socavación del terreno natural. Enrase de la superficie de la banqueta de cimentación. Fabricación y transporte de los cajones. Fondeo de los cajones. Relleno de las celdas y de las juntas. Manto de protección de la banqueta de cimentación y colocación de los bloques de guarda. Espaldón y superestructura.

6 Algunos aspectos del proceso constructivo Antes de fondear el cajón, se comprobará que el enrase está en buenas condiciones. Es frecuente que la acción de oleajes moderados provoque alteraciones de la superficie de la banqueta, especialmente en la zona contigua al último cajón fondeado. El enrase inadecuado, por defecto de construcción o acciones del oleaje o corrientes, puede provocar la rotura del cajón que se fondea; rotura que se produce con mayor probabilidad durante el proceso de llenado de las celdas. El fondeo no se realizará hasta que el hormigón haya adquirido la resistencia necesaria Los transportes de los cajones a grandes distancias requieren: - Estudio del remolque. - Obtención de permisos para el remolque - Realización del remolque contemplando puertos o zonas de abrigo en el caso de temporal cuando la duración del transporte exceda del tiempo para el que se dispone de previsiones del clima marítimo. - Colocación de tapas. Zonas abrigadas donde resguardar los cajones si fuera necesario en las proximidades del lugar de fondeo. Se debe tener en cuenta que el cajón trasportado por un remolcador a través de un cable de remolque -habitualmente con una longitud entre 500 m y m- tiene que ser transferido al equipo de fondeo, lo que no se puede realizar con Hs > 1 m.

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8 A título orientativo se puede considerar que: Velocidades del viento superiores a 5 m/s dificultan la operación de fondeo. Reducir el franco-bordo del cajón disminuye la influencia del viento, que aumenta los esfuerzos en anclas y cabrestantes. Velocidades de la corriente superiores a 0,5 m/s dificultan el fondeo de los cajones y deben ser tenidas en cuenta al diseñar el proceso. Puede ser conveniente instalar correntímetros para su medición, variando su posición a medida que avanza la construcción del dique. La propia estructura del dique en construcción puede modificar las direcciones y velocidades de las corrientes. Alturas de ola significante mayores de 1 m y/o períodos superiores a 8 segundos disminuyen la precisión con la que se puede hacer el fondeo, y con altura de ola significante mayor de 1,5 m y/o períodos superiores a 10 segundos los cajones no se pueden fondear.

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14 ESQUEMA DE FUERZAS Hidrostática Hidrodinámica (oleaje). Presión horizontal, Subpresión vertical Peso propio FACTORES DE SEGURIDAD FS=Acción que detiene el problema/acción que genera el problema Acción que detiene el problema > Acción que genera el problema FS > 1.0

15 ACCIONES/DISTRIBUCIÓN DE PRESIONES Fórmula de Hiroi (1919) Distribución homogénea de presiones, P b, que se extiende desde 1.25 H sobre el SWL de diseño, hasta el pie del cajón (o un calado 2 H) P b = 1.5ρ gh w ρw g = γ w = 1.03 ton / m 3 ρ w H ;densidad del agua de mar ;altura de ola incidente de diseño No incluye las altas presiones asociadas al impacto de olas rompientes sobre la pared (Hiroi razonó que, aunque de muy elevada magnitud, estas altas sobrepresiones poseían una duración tan corta que no era probable que dañasen la estructura).

16 Esta fórmula se obtuvo esencialmente para aguas someras, en las que H venía limitado por el calado (Hiroi recomendaba usar H=0.9 h) Ha sido ampliamente utilizada pues la mayoría de diques verticales en Japón hasta bien entrados los 80 se han proyectado con ella. Con la introducción de la distribución probabilística del oleaje (años 50) se planteó qué H usar en la fórmula de Hiroi. Basándose en la experiencia de diseños previos, se acordó utilizar H=H s. A pesar de la simplicidad de la fórmula (no incluye numerosos parámetros, como T, presiones de impacto, etc.) su uso extendido en Japón y la ausencia de averías importantes en los diques así proyectados, muestran que es una formulación robusta y fiable para un primer tanteo. La primera alternativa bien aceptada a esta fórmula fue la de Sainflou (1928).

17 Fórmula de Sainflou (1928) La fórmula de Sainflou se basa en la teoría de 2º orden parcialmente, aplicada a ondas (no rotas) que se reflejan (no rompen) en una pared vertical. Las presiones corresponden por ello a ondas trocoidales estacionarias que no rompen. Las distintas presiones y la sobre-elevación del SWL, δ o, se escriben: Cresta p = ( p + ρ gh)( H + δ ) ( h + H + δ ) p Seno ρ gh w = cosh Kh p3 = ρwgh ( δo) ρ p wgh 2 = cosh Kh ρw g = γ w = w o o 1.03 ton / m 3 K 2π = L π H δ o = L 2 coth ( Kh)

18 Con la introducción del oleaje probabilístico se planteó también qué H usar en la fórmula, sin llegarse a alcanzar un consenso generalizado. El comportamiento de la fórmula, a partir de diques construidos en Japón, muestra que subestima las presiones bajo condiciones de tormenta energética. Por ello se recomienda, si se emplea esta fórmula, sustituir las presiones de Sainflou por las de Hiroi en la zona H ± 2 alrededor del MWL de diseño (Sainflou modificado).

19 Esta fórmula, así modificada, permitía considerar parcialmente el efecto de olas rompiendo aunque fuese en calados grandes. El uso de la fórmula de Hiroi para calados reducidos y olas rompientes y la de Sainflou modificada (aceptando el efecto de la rotura parcial) para calados grandes y olas quasiestacionarias, ha sido la práctica habitual de diseño hasta los 80, al menos en Japón. En resumen, Olas rotas (calados reducidos) HIROI Olas no rotas (calados grandes) SAINFLOU Rotura parcial SAINFLOU+HIROI

20 Fórmula de Goda (1974) Ante la inquietud de obtener una fórmula válida tanto en condiciones de rompientes como no (estacionarias) surgen varias propuestas. Desde el punto de vista de la ingeniería práctica, el uso de dos formulaciones diferentes para ambos tipos de presión plantea problemas notables: Para diques de una longitud apreciable, las secciones cercanas a la orilla se proyectan con las fórmulas de olas rompientes y las secciones alejadas con las fórmulas de olas estacionarias. En las secciones intermedias, según se use una fórmula u otra, se pueden producir saltos de hasta el 30% (eg con las expresiones de Hiroi y Sainflou). Esto obliga a saltos eg. en la anchura del cajón (lo que va contra la intuición del diseño ingenieril). El determinar la sección a partir de la cual se cambia de formulación es asimismo complejo y depende eg. del clima de oleaje seleccionado. Las fórmulas de (Goda 73, 74), basadas en ensayos de laboratorio y comprobadas con diseños reales (13 casos de diques verticales sin daños bajo tormentas intensas y 21 casos de diques verticales con desplazamientos apreciables) son otro intento de fórmulas universales, revisadas críticamente por el cuerpo de ingenieros en Japón y que constituyeron la práctica recomendada para este país a partir de los 80. Posteriormente se comprobará que en los casos de rotura, su expresión minimiza los esfuerzos y se aleja de la seguridad.

21 { } { } H = min H, H min H, H * η p p p p Diseño max propagada max rotura 1 b 250 H H = 1.80 H b π hb = 0.17 L0 1 exp tan L0 [ β] = cos HDiseño [ ] 2 1 = cos β α1+ α2cos β ρw 2 p1 = 2π h cosh L = α p [ ] = cos β αα ρ gh u 1 3 w D ( 4 3 ) θ ρw g = γ w = gh D 1.03 ton / m 3 2Kh α1 = sinh 2 Kh 2 hb d HD 2d α2 = min, 3hb d HD h' 1 α3 = 1 1 h cosh Kh h = h+ 5H tanθ b 1 3 2

22 El ángulo de incidencia de las olas se mide como el ángulo entre la dirección de propagación y la normal al dique. Disminuye la presión del oleaje (respecto a inci-dencia normal) particu-larmente cuando las olas no rompen. Se recomienda, por ello, en caso de incidencia oblicua, rotar el oleaje incidente al menos 15º hacia la dirección incidencia normal (debido a la incertidumbre en la estima de direcciones visuales y a la propia dispersión en la dirección del oleaje). El coeficiente α 1 representa el efecto del periodo de las olas en la presión ejercida por el oleaje. El coeficiente α 1 vale 0.6 (valor mínimo) para olas en aguas profundas y 1.1 (valor máximo) para olas en aguas someras. El coeficiente α 2 representa el aumento en las presiones por la presencia del talud de cimentación. Tanto α 1, como α 2, han sido empíricamente formulados a partir de resultados de laboratorio. El coeficiente α 3 se ha obtenido asumiendo simplemente una distribución lineal de presiones. Los esfuerzos de flotación se calculan a partir del peso del volumen desplazado bajo el SWL de diseño, suponiendo distribución lineal de subpresiones actuando sobre la base del cajón. La subpresión en el pie, p u, se establece menor que la presión en la cara vertical junto al pie p 3 pues las comprobaciones con diques reales muestran que tomar p u =p 3 conduce a una sobreestimación de las solicitaciones ejercidas por el oleaje.

23 Características principales Elemento monolítico, de gravedad, que resiste por peso propio. El elemento en general lo compone un cajón aligerado mediante celdas (25% volumen hormigón armado, 75% huecos). Es apropiado para suelos no cohesivos (suelos compuestos de rocas, piedras, gravas, arenas) de elevada capacidad portante. En terrenos cohesivos (suelos arcillosos y limosos) hay que mejorar el terreno (dragado, vibroflotación, sustitución, precarga, columnas de grava,...). Obra interior óptima para calados a partir de 10 m (<10 m son competitivos como verticales los de bloques o los de hormigón sumergido). Cajones de celdas rectangulares: 60 Kg armadura/m 3. Cajones de celdas circulares: 45 Kg armadura/m 3. La cuantía de armadura en cajones para diques es superior a la de cajones para muelles. Densidad hormigón fuertemente armado: 2.50 ton/m 3. Densidad relleno para celdas: 2.10 ton/m 3. Densidad media de un cajón para dique: 2.15 ton/m 3. En el 2001, existen unos 100 km de obras marítimas con cajones. Cajón de mayor puntal: atraque de superpetroleros de Punta Lucero (Bilbao) con 39 m (de +7 a 32). Cajón de máxima eslora: Guixar (Vigo) con 42.8 m. Limitación de manga por optimización de equipos con dique flotante: 21.5 m.

24 Recomendaciones

25 BIBLIOGRAFÍA RECOMENDADA Goda, Y.(2000). Random Seas and Design of Maritime Structures (2 nd edition). Advanced Series on Ocean Engineering (vol 15). World Scientific Publishing Company. ISBN-10: X ISBN-13: Negro V., Varela O., García J.H. y López, J.S.(2001). Diseño de diques verticales. Colección Senior No. 26. Editado por el Colegio de Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos. ISBN: Puertos del Estado (2009). ROM Recomendaciones del diseño y ejecución de las Obras de Abrigo. ISBN: