ANEJO Nº2: ESTUDIO DE ACCIONES Y DISEÑO ......ANEJO Nº2: ESTUDIO DE ACCIONES Y DISEÑO...

PROYECTO DE “AMPLIACIÓN DE LA LÍNEA DE ATRAQUE MEDIANTE LA EJECUCIÓN DE

DUQUES DE ALBA EN LA TERMINAL DE TRANSBORDADORES”

ANEJO Nº2

ANEJO Nº2:

ESTUDIO DE ACCIONES Y DISEÑO ESTRUCTURAL



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ANEJO Nº2: ESTUDIO DE ACCIONES Y DISEÑO ESTRUCTURAL

ÍNDICE

1. INTRODUCCIÓN................................................................................................................ 2

2. NORMATIVA DE APLICACIÓN ........................................................................................... 2

3. BASES DE DISEÑO ............................................................................................................. 2

3.1 BUQUES DE DISEÑO ....................................................................................................... 2

3.2 GEOTECNIA .................................................................................................................... 3

3.3 MATERIALES ................................................................................................................... 9

3.4 CARACTERÍSTICAS DEL MEDIO FÍSICO ........................................................................... 10

3.5 AGENTES Y ACCIONES .................................................................................................. 11

3.6 ESTADOS DE CARGA ..................................................................................................... 24

3.7 COEFICIENTES DE SEGURIDAD ...................................................................................... 24

3.8 COEFICIENTE DE COMBINACIÓN DE ACCIONES ............................................................. 25

4. DIMENSIONAMIENTO DE LOS ELEMENTOS ESTRUCTURALES .......................................... 25

4.1 ENCEPADOS ................................................................................................................. 25

4.2 PILOTES ........................................................................................................................ 25

ANEXOS DE CÁLCULO

ANEXO Nº1.‐MODELOS DE CÁLCULO DEL DUQUE DE ALBA ................................................ 30

ANEXO Nº2.‐PILOTES DEL DUQUE DE ALBA ........................................................................ 48

ANEXO Nº3.‐ENCEPADO DEL DUQUE DE ALBA ................................................................... 70

ANEXO Nº4.‐LISTADOS ....................................................................................................... 72



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1. INTRODUCCIÓN

En el presente documento se adjuntan los cálculos efectuados para el diseño y ejecución de cuatro Duques de Alba en la Terminal de Transbordadores del Puerto de Vigo, de forma que se provea una línea de atraque compatible con los buques de diseño, así como la definición de los elementos de atraque y amarre necesarios y conformes para el atraque y amarre de los mismos.

El presente anejo describe la solución propuesta para esta estructura y las hipótesis de diseño. Así mismo se adjuntan los cálculos y comprobaciones necesarias que justifican la solución propuesta.

2. NORMATIVA DE APLICACIÓN

Para la realización de este proyecto se ha tenido en cuenta las siguientes disposiciones: ‐“Recomendaciones para obras marítimas ROM 2.0‐11: Recomendaciones para el proyecto y

ejecución de Obras de Atraque y Amarre”. ‐“Recomendaciones para obras marítimas ROM 0.0: Procedimiento general y bases de cálculo en

el proyecto de obras marítimas y portuarias”. ‐“Recomendaciones para obras marítimas ROM 0.4‐95: Acciones climáticas II: Viento”. ‐“Recomendaciones para obras marítimas ROM 0.5‐05: Recomendaciones Geotécnicas para Obras

Marítimas y Portuarias”. ‐“Instrucción de hormigón estructural EHE”. ‐“Norma de construcción sismorresistente. Parte general y edificación” NCSE‐02.

3. BASES DE DISEÑO

3.1. BUQUES DE DISEÑO

Los buques de diseño considerados han sido los siguientes:

BUQUE TIPO DE DISEÑO SUAR DIAZ NEPTUNE

ESLORA TOTAL ‐L‐ (m) 150,00 169,50

ESLORA ENTRE PERPENDICULARES ‐Lpp‐ (m) 139,50 158,00

MANGA ‐B‐ (m) 21,00 28,02

PUNTAL ‐T‐ (m) 20,69 30,56

CALADO ‐D‐ (m) 6,20 8,70

FRANCOBORDO MÍNIMO ‐G‐ (m) 14,49 21,86

ARQUEO BRUTO (GT) 16.361 36.825

DESPLAZAMIENTO ‐Delta‐(t) 11.727 23.445 Características de los buques de diseño



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3.2. GEOTECNIA

3.2.1. Condiciones generales de cimentación

Terreno natural

Como características del terreno se han tomado el perfil geológico recogido en el Estudio Geotécnico que se presenta en el Anejo nº1 a la memoria.

Dado el carácter de la obra, se ha seguido las recomendaciones de la ROM 0.5‐05 apartado 3.6 “Cimentaciones profundas” aplicables para obras portuarias.

Consideraciones generales sobre la carga admisible de un pilote

La carga de hundimiento de un pilote aislado se considerará, por simplificar el tratamiento, dividida en dos partes: la contribución de la punta y la contribución del fuste. De esta manera se podrá escribir:

Qh = Qp + Qf

siendo:

Qh = carga vertical que aplicada en la cabeza del pilote produce su hundimiento.

Qp = parte de la carga que se supone soportada por la punta. Resistencia por punta.

Qf = parte de la carga que se supone soportada por el contacto pilote‐terreno en el fuste. Resistencia por fuste.



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La resistencia por punta puede calcularse mediante la siguiente expresión:

Qp = qp x Ap

siendo:

qp = resistencia unitaria por punta.

Ap = área de la punta.

La resistencia por fuste puede calcularse mediante la siguiente expresión:

Qf = ∑ ff Aτ

siendo:

Af = área del contacto entre el fuste del pilote y el terreno en cada tramo.

ƪf = resistencia unitaria por fuste en cada tramo.

La carga admisible de un pilote se deduce tras la aplicación de un factor de seguridad de 2,6 a las expresiones anteriores.

En la siguiente figura, tomada de la ROM 0,5‐05, se representan los elementos más importantes de un pilote aislado:

Según puede observarse, en el esquema se indican dos zonas, denominadas activa y pasiva, cerca de la punta del pilote. La amplitud de estas zonas depende principalmente de las características del terreno. A efectos de cálculo se considera:



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o La zona activa inferior afecta hasta una profundidad bajo la punta del pilote igual a:

2D en terrenos cohesivos

3D en terrenos granulares y rocas

o La zona pasiva superior afecta hasta una altura sobre la punta del pilote de:

4D en terrenos cohesivos

6D en terrenos granulares y rocas

El valor de cálculo de cálculo del parámetro resistente correspondiente a la resistencia por punta será el valor medio del que se asigne a la zona activa inferior y el de la zona pasiva superior. Por lo que respecta al fuste, la resistencia puede estimarse como la integral de la resistencia unitaria por fuste en todo el contorno de la parte enterrada.

Cálculo de la carga de hundimiento a partir de ensayos presiométricos

Según lo especificado en el apartado 3.6.4.5 de la ROM 0.5 – 05, la resistencia por punta y por fuste para pilotes excavados podría tomarse igual que la de pilotes hincados, salvo en los terrenos arenosos en los que la punta se debería reducir en un 50% y el fuste en un 25%.

Resistencia por punta

El ensayo presiométrico permite obtener la “presión límite” mediante empuje horizontal contra las paredes de un sondeo. La carga de hundimiento por punta de los pilotes está relacionada con este valor; ya que existe una correlación lineal entre ambas variables. De acuerdo con la experiencia y para la estimación de la carga de hundimiento por punta de pilotes, se puede escribir

( ) Dlp fpKpKq 00−=

siendo:

qp = carga unitaria de hundimiento por punta para pilotes.

K = coeficiente de proporcionalidad que depende de la geometría del cimiento y del tipo de terreno. Puede tomarse igual a 3,0 en suelos granulares e igual a 1,5 en suelos cohesivos.

pl= presión límite del ensayo presiométrico. El valor de presión límite a utilizar en los cálculos debe ser el valor medio correspondiente a la zona de la punta, considerando la semisuma del valor medio obtenido en la zona activa y del valor medio en la zona pasiva.

po= presión vertical efectiva al nivel del ensayo cuando este se realizó.

K0= coeficiente de empuje al reposo.

fD= factor de reducción por efecto del tamaño del pilote.

Resistencia por fuste

Como resistencia unitaria por fuste para pilotes, τf se puede tomar el siguiente valor:

lf p301

=τ



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Donde pl tiene el significado especificado en el párrafo precedente.

En cualquier caso, el valor de τf debe limitarse en función del tipo de terreno a los siguientes valores:

τf ≤125 kPa suelos granulares.

τf ≤90 kPa suelos cohesivos.

Para pilotes metálicos hincados, el valor τf que se obtenga según procedimiento anterior será reducido en un 10%.

Movimientos horizontales

Puesto que los pilotes van a verse sometidos a importantes solicitaciones horizontales es preciso estudiar el comportamiento del terreno al transmitirle el pilote estas acciones.

Para realizar este cálculo se ha utilizado el método simplificado indicado en el apartado 3.6.9.2.1 de la ROM 0,5‐05. Dicho método consiste en representar el terreno por un resorte único equivalente y considerar el tipo de terreno en el que se sitúa diferenciando entre suelos granulares o cohesivos.

En suelos cohesivos se puede suponer que:

4/1

100 ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

C

EIT

donde:

E = módulo de elasticidad del material que forma el pilote

I= momento de inercia de la sección transversal recta del pilote respecto a un eje ortogonal a la dirección de la carga. I= πD4/64 en pilotes circulares macizos de diámetro D

c= valor medio de la resistencia al corte del suelo en la zona de profundidad 3D contada desde la superficie del terreno considerada en el cálculo

La ROM recomienda que se desprecie la colaboración de suelos superficiales flojos y se tenga en cuenta además la existencia de cierta zona superior donde el pilote pudiera no estar en contacto permanente con el terreno.

Conocido el valor de T, el terreno y la parte enterrada del pilote pueden representarse por una viga rígida (indeformable) sustentada en su punta por unos resortes cuya constante elástica se indica en la siguiente figura:



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3.2.2. Caracterización geotécnica del terreno

El estudio geotécnico “Asistencia técnica para la realización de los servicios de caracterización geotécnica para la construcción de duques de Alba en la terminal intermodal de Bouzas”, con número de referencia PVG‐087 realizado por Eptisa en Noviembre de 2014, ha permitido reconocer la litología existente en la zona, así como los parámetros geotécnicos del terreno.

En dicho informe geotécnico se han realizado:

o 4 sondeos mecánicos a rotación con recuperación de testigo, con una longitud variable comprendida entre 21,00 y 29,15 metros.

o Ensayos SPT y toma de muestras inalteradas durante las perforaciones.

o Ensayos presiométricos en los diferentes niveles geotécnicos.

o Ensayos de laboratorio en las muestras obtenidas

Para la determinación de los parámetros geotécnicos se han tenido en cuenta:

o Lo establecido en la ROM 0.5‐05 “Recomendaciones geotécnicas para Obras Marítimas y Portuarias”.

o El Código Técnico de la Edificación, Documento básico SE‐Cimientos

o Bibliografía técnica especializada, así como experiencia existente en formaciones geológicas similares.

Para el dimensionamiento de los pilotes de los Duques de Alba se han diferenciado los siguientes niveles geotécnicos:

1. Sedimentos cuaternarios y dragados 2. Sustrato metamórfico

2.1. Micaesquisto en grado de meteorización V, de consistencia dura.

2.2. Micaesquisto de mayor dureza o paragneises con plagioclasa, ambos en grado de meteorización V. Presentan una mayor consistencia.



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Desde el punto de vista granulométrico el sustrato metamórfico se considera un limo areno‐arcilloso plástico. Por este motivo se ha aplicado la formulación indicada en la ROM para terrenos cohesivos. En este tipo de suelos el comportamiento más desfavorable suele venir representado por las condiciones a corto plazo o sin drenaje.

Por otro lado, dada la baja compacidad y elevada heterogeneidad del nivel de sedimentos cuaternarios y dragados, se ha descartado la contribución por fuste hasta el comienzo del sustrato metamórfico en grado de meteorización V.

Una vez analizados los diferentes sondeos, se ha considerado como columna más representativa la encontrada en el sondeo S‐2., que consiste esquemáticamente en:

• de 0,00 a 6,50 m: sedimentos cuaternarios, tipo fango, con característico color negro, de consistencia blanda a muy blanda (NSPT<3).

• de 6,50 a 13,00 m: micaesquisto en grado V. Se trata de un sustrato completamente meteorizado (grado V), que se caracteriza como un limo areno_arcilloso plástico, donde los ensayos de compacidad NSPT<50.

• A partir de 13,00 metros los materiales aumentan su dureza dando lugar a rechazo en los ensayos de penetración estándar Nspt>50. A pesar de tratarse de un suelo procedente de la alteración de paragneis, dada la presencia aleatoria de dicho subnivel se considera oportuno tomar los parámetros adoptados para el micaesquisto en grado de meteorización V de mayor dureza.

El perfil encontrado en el sondeo S‐4, si bien presenta una mayor potencia de sustrato metamórfico GV (18 m frente a 6,5 m del sondeo S‐2), reduce su potencia de fangos (4 m frente a 6,50 m) y se emplaza sobre un sustrato inferior mucho más resistente. Por este motivo se ha escogido la



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columna litológica encontrada en el sondeo S‐2 como la más representativa de la zona, siendo la utilizado para la realización de los cálculos posteriores.

Los parámetros geotécnicos que se han considerado más característicos para estas formaciones son los siguientes:

Nivel geotécnico Densidad aparente ϒ (kN/m3)

Ángulo de rozamiento interno

φ (º)

Cohesión drenada C´ (kN/m2)

Cohesión sin drenaje

Cu (kN/m2) Cuaternario 16 22 0 0

Sustrato metamórfico GV 18 25 35 75 Sustrato metamórfico GV de mayor consistencia

20 25 35 150

Para el dimensionado de pilotes hormigonados in situ y teniendo en cuenta los cálculos incluidos en el informe geotécnico, se pueden considerar los siguientes valores:

Nivel geotécnico Resistencia unitaria

por punta (kN/m2)

Resistencia unitaria por fuste

(kN/m2)

Módulo de balasto horizontal

Kh (kN/m3) Cuaternario 0 0 0

Sustrato metamórfico GV 1100 50 33500 Sustrato metamórfico GV de mayor consistencia

1550 70 72600

Estos valores se deben considerar constantes con la profundidad en cada una de las formaciones indicadas.

3.3. MATERIALES

Hormigones y Acero

Los hormigones utilizados para los pilotes y encepados, según la tabla 8.2.2 de la EHE, tendrá una clase de exposición relativa a la corrosión de las armaduras de “clase marina sumergida en zona de mareas” designación tipo “IIIc”. Además, según la tabla 8.2.3.a de la EHE, tendrá una clase de exposición de las armaduras de “química agresiva”, subclase “media”, designación “Qb”, al considerarse “elementos en contacto con agua de mar”.

En función de la clase de exposición definida se adopta una resistencia mínima de 35N/mm2 para el hormigón, tal y como indica la tabla 37.3.2.b de la EHE.

El hormigón a emplear en pilotes será HA‐35/F/20/IIIc+Qb. En hormigón a emplear en el encepado será HA‐35/B/20/IIIc+Qb.



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El recubrimiento nominal será el siguiente:

rnom = rmín + Δr =40 + 10 = 50 mm.

Coeficiente de minoración para la resistencia del hormigón, γc = 1,50

En armaduras pasivas el acero será del tipo B‐500 S, las propiedades mecánicas del cual son:

fyk = 500 N/mm2

E = 200000 N/mm2

Coeficiente de minoración para la resistencia del acero pasivo, γs = 1,15

3.4. CARACTERÍSTICAS DEL MEDIO FÍSICO

Los datos considerados para los cálculos en el Puerto de Vigo son:

PMVE: +4,50 m.

BMVE: +0,0 m.

Nivel medio del nivel del mar, NM: 2,50 m.

Carrera de marea: 4,50 m.

Para la caracterización del régimen de viento en la zona de Vigo se ha considerado lo

indicado en la ROM 0.4‐95, la cual localiza el puerto de Vigo dentro del área III.

Viento reinante: N

Condiciones extremas. La velocidad de viento de proyecto en condiciones extremas se ha obtenido siguiendo lo recomendado en la ROM 0.4‐95:

− La velocidad básica del viento recomendada para un periodo de retorno de 50 años es vb|50 =

32m/s.



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- El coeficiente de direccionalidad asociado al viento dominante Kα = 0,80

3.5. AGENTES Y ACCIONES

Como se indica en la ROM 2.0‐11, la obra de atraque y amarre a realizar se considera de “Uso Comercial para mercancía general”, lo que da lugar a un índice IRE “r2” (medio), y a una vida útil mínima de 25 años (tabla 3.4.2.1). A su vez, para el uso y tipo de mercancía definido se obtiene un índice ISA “s2”, para obras con repercusión social y ambiental baja (tabla 3.4.2.2), por lo que de acuerdo con esta ROM, para la verificación de modos de fallo y paradas principales, será suficiente con la aplicación de métodos de nivel I.

Se considerarán los siguientes agentes capaces de provocar acciones significativas en las obras:

Agentes gravitatorios

En este apartado se distinguen dos tipos de acciones: el peso propio y los pesos muertos. Se consideran las densidades de los materiales que se han indicado anteriormente en el apartado 2.2.

Se consideran las densidades que se indican a continuación:

Densidad media del hormigón armado ρ = 25 KN/m3

Densidad media sumergida del hormigón armado ρ = 15 KN/m3

Sobrecarga de uso

Se ha considerado una sobrecarga sobre el encepado de 5 kN/m2, correspondiente a la sobrecarga mínima a considerar en aéreas accesibles únicamente a peatones.



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Agentes climáticos

Viento

El cálculo del efecto del viento se calcula según las indicaciones de la ROM 0.4‐95.

• Vv,t(z) = 24 m/s (velocidad de proyecto para Vigo) o qv,t(z) = 0,6125∙* Vv,t(z) 2 [Pa, si v en m/s] (presión dinámica asociada a la velocidad de proyecto), qv,t(z) = 352,8 Pa = 0,0353 t/m2

• Rv = Cf∙qv,t(z)∙Ae

Cf = Factor de forma.

Cf = 1,00 (este valor se obtiene entrado en la tabla 3.2.2.3.2 de la ROM 0.4‐95 con b/d=1,00 y h/b≤0,50)

Ae = Área frontal efectiva asociada a CT

Para el cálculo del área frontal se ha considerado las dimensiones del encepado, incluyendo el faldón necesario para la colocación de la defensa y el área exenta del pilote sobre el nivel medio del mar.

Ae = 2*2,50*1,50+1*5*3,00+1,5*1=24 m2

Rv = 1,00∙0,035 t/m2∙*24m2 = 0,84 t

Rvr = Cfr∙qv,t(z)∙Aer



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Cfr = Factor de forma. Cfr = 0,02 (hormigón rugoso)

Ae = Área efectiva de rozamiento de la estructura en la dirección de actuación del viento

Para construcciones horizontales:

Ae = 2∙b∙(a‐4∙b)+2∙c∙(a‐4∙b) ≥ 0 => Ae = 0,00

Rvr = 0,00

RvT = Rv + Rvr = 0,39 t => RvT = 0,84 t

La parte de la estructura afectada por el viento es la que queda por encima del nivel del mar, con lo que queda una carga total de 0.84 t. La dirección de la acción del viento se considera igual a la alineación del bolardo, del lado de la seguridad.

Acción total del viento = 0.84 t

Empuje de la corriente

Para el cálculo del empuje de la corriente se ha considerado la formulación dada en la ROM 2.0‐11: Recomendaciones para el Proyecto y Ejecución en Obras de Atraque y Amarre.

Fd = ½* CD * ρW *v2 *D *L

• CD = coeficiente de resistencia al avance = 1,0 para pilas circulares (se ha considerado el efecto de las posibles adherencias marinas) • ρW = densidad del agua de la corriente (1025 kg/m3) • v = velocidad de la corriente ( 1,5 m/s) • D = diámetro del pilote (1,8 m)

Fd = ½* 1,0 * 1023 *1,52 *1,8= 2071,58 N/m = 0,21 t/m



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Se ha considerado el empuje de la corriente sobre la parte exenta de los pilotes, de 0,21 t/m. Se ha supuesto que la corriente tiene una dirección paralela a la alineación longitudinal del buque.

Agentes de uso y explotación

Acciones de atraque y dimensionamiento de las defensas

Se trata de sobrecargas producidas por las operaciones de los buques, cargas generadas entre un buque y la estructura de atraque durante las operaciones de atraque en condiciones operativas normales, que se determinan conforme a los criterios de la ROM 2.0‐11 “Recomendaciones para el proyecto y ejecución en Obras de Atraque y Amarre”. La carga transmitida a la estructura resistente es la carga de Impacto (R) normal a la superficie de atraque.

La energía cinética desarrollada por el buque durante el atraque determina la carga que llega a la estructura. Esta energía cinética depende de la velocidad de acercamiento (vb) y el volumen de agua desplazada (Δ). El volumen de agua desplazada la define el tipo de buque de diseño.

Para el cálculo de la energía cinética cedida por un buque al sistema de atraque y el dimensionamiento de las defensas se ha analizado la maniobra de atraque:



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• Atraque mediante traslación transversal preponderante. Obras de atraque fijas discontinuas. Considerando la opción de atraque del buque de diseño SUAR DIAZ en situación climática desfavorable SIN REMOLCADOR (tabla 4.6.4.37 de la ROM 2.0‐11). Se obtiene una energía cedida por el buque al sistema de atraque de 2.330 kNm. Para la defensa considerada, se presume una reacción en el encepado de 2.540 kN.

Para condiciones climáticas de la maniobra de atraque consideradas como favorables, para ambos buques de diseño, y para atraque sin ayuda de remolcadores, se obtiene un valor de 0,35 m/s para el buque de diseño Suar Díaz y de 0,30 m/s para el buque Neptune, ambos valores de velocidad normal de aproximación por debajo de la considerada para el dimensionamiento, al igual que en el caso de atraque del buque de diseño Suar Díaz para condiciones climáticas moderadas durante la maniobra de atraque, caso en el que se obtiene una velocidad de aproximación de 0,49 m/s.

En el caso de atraque del buque Neptune en condiciones climáticas moderadas o desfavorables se realizará el mismo con ayuda de remolcadores (tabla 4.6.4.37‐ROM 2.0‐11), por lo que estaríamos en valores de la componente normal de la velocidad menores a 0,3 m/s, por lo que el valor de la energía cinética desarrollada en estos casos es menor de la considerada para el dimensionamiento.

La energía cinética desarrollada por el buque durante el atraque puede ser calculada mediante la siguiente expresión.

2

21

bm VCg

Ec ⋅Δ⋅⋅=

Donde: g: Aceleración de la gravedad (9,8 m/s2) Δ: Peso del buque de proyecto (desplazamiento) en t. Vb: Componente normal a la superficie de atraque de la velocidad de aproximación del buque en el momento del impacto, en m/s. Cm : Coeficiente de masa hidrodinámico (adimensional)

El coeficiente de masa hidrodinámico (Cm) tiene en cuenta el efecto de la masa de agua que se moviliza conjuntamente con el buque durante el atraque y que da lugar a un aumento efectivo en la



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masa que interviene en la valoración de la energía de atraque. Dicho coeficiente se define como el cociente entre la masa total del sistema (masa del buque + masa de agua movilizada) y la masa del buque.

Energía cinética desarrollada por el buque durante el atraque Suar Diaz

Tipo de maniobra

Atraque translación transversal. Obras fijas discontinuas

Velocidad maniobra V m (m/s) Desfavorables Ángulo de aproximación α(º) 10,00

Componente normal al atraque de la velocidad Vb (m/s) 0,55 Coeficiente de masa hidrodinámica Cm 1,80

Desplazamiento Delta (t) 11 727 Energía cinética característica E (tm) 266,33

Energía cinética desarrollada por el buque de diseño

La energía absorbida por el sistema de atraque desde el instante de iniciación del contacto hasta que el sistema alcanza su máxima deformación viene dada por la diferencia de las energías cinéticas del buque en los dos instantes. Para su obtención pueden admitirse como válidas las siguientes simplificaciones.

o El movimiento de aproximación del buque es una traslación simple, sin rotación. o En el momento de máxima deformación, en el punto de contacto atraque/buque no hay

deslizamiento relativo, produciéndose únicamente rotación del buque alrededor del punto de contacto.

o El resto de las acciones son despreciables en comparación con la reacción del sistema de atraque.

La energía cinética cedida por un buque al sistema de atraque se calcula mediante la expresión que se indica a continuación:



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Cb =Ce ⋅ Cg ⋅ Cc ⋅ Cs; donde,

Ce: Coeficiente de excentricidad. Depende fundamentalmente de las características geométricas del buque y de las condiciones de aproximación al atraque. Se estima según la fórmula:

22

222 cosRK

RKCe ++

=φ; donde:

K: Radio de giro del buque, en m: K =(0,19 Cb + 0,11) L

Cb: Coeficiente de bloque del buque = Δ/(Lpp∙B∙D∙γw)

Lpp: Eslora entre perpendiculares =0.95∙L

B: Manga del buque considerado

D: Calado del buque considerado

γw: Peso específico del agua de mar (1,025 t/m3)

L: Eslora del buque en m

R: Distancia entre el punto de impacto y el centro de gravedad del buque, en m. Se considera R = (1/2*Lf)‐dcg ; (mínimo de 10 m. y máximo 15 m).

Ф: Ángulo entre la línea que une el punto de contacto y el centro de gravedad del buque y el vector velocidad. Ф =90º ‐α‐ arctg*(B/2r)

Cg: Coeficiente geométrico del buque. Depende fundamentalmente de si el impacto se produce sobre la parte recta del casco o sobre la parte curva. Dadas las dimensiones del buque se considera que el impacto se produce contra la parte recta del casco del buque. (Cg =0.95)



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Cc: Coeficiente de configuración del atraque. Depende fundamentalmente del tipo de estructura de atraque (diáfana, maciza, o semimaciza.) y del tipo de maniobra de atraque. Se considera Cc = 1.

Cs: Coeficiente de rigidez del sistema de atraque. Depende de la relación de rigideces entre el sistema de atraque y el buque. (Cs =0.9)

Para este tipo de maniobra los valores indicamos de Cm son los indicados a continuación

Se considera el valor de Cm= 1,5 para el buque tipo.

R= (1/2*Lf)‐dcg

Lf‐ Separación entre sistemas de defensas. L= 45 m entre duques de alba

dcg Descrentamiento del centro de gravedad

dcg = 0,10* L = 0.10*169,5 =17

dcg< 15 m

Por lo tanto se adopta el valor de dcg = 15 m

R =(0,5*45)‐15 = 7,5 m

γ =90º ‐α‐ arctan*(B/ (2r))

α = 10º para maniobra sin ayuda de remolcadores

r= R/ cos α+(B/2)*tg(α)

Ф =90º ‐α‐ arctg*(B/2r)

k : Radio de giro del buque, en m: K =(0,19 ⋅ Cb + 0,11)

22

222 cosRK

RKCe ++

=φ;

La tipología discontinua del atraque, se refleja en los valores de Cb y Cc a adoptar:

Cb =buques RO‐RO (0,55 ‐0,80) Tabla 4.6.4.32 ROM 2.0‐11

Cg=1,0; Cc=1,0



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Energía a absorber por el sistema de atraque Suar Díaz Energía cinética del buque durante el atraque (t∙m) 266,33 Coeficiente de bloque del buque Cb 0,59 Radio de giro del buque k (m) 37,75 Distancia entre el punto de impacto y cdg del buque R (m) 15 Angulo línea pto. de contacto cdg buque y vector velocidad g (º) 78,45 Coeficiente de excentricidad Ce 0,87 Coeficiente geométrico del buque Cg 1 Coeficiente de configuración del atraque Cc 1 Coeficiente de rigidez del sistema de atraque Cs 0,90 Coeficiente de absorción de energía por el sistema de atraque f 0,78 Energía cinética a absorber por el sistema de atraque E (t∙m) 237,51 Energía a absorber por sistema atraque en cond. normales E (kN∙m) 2330,00



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Acciones en el amarre

- Carga de amarre para el buque de diseño tipo SUAR DÍAZ.

Para el cálculo de las cargas de amarre según la ROM 0.2‐90, para buques de proyecto de hasta 20.000 t de desplazamiento, cada punto de amarre debe ser dimensionado de forma que soporte la carga mínima de amarre indicada en la tabla 3.4.2.3.5.8 de la mencionada ROM.

Entrando en la tabla indicada, para un valor de desplazamiento de 11.627 t (SUAR DIAZ) se obtiene una carga de amarre de 60 t.

- Carga de amarre para el buque de diseño tipo NEPTUNE.

Para el cálculo de las cargas de amarre para buques de proyecto con desplazamiento superior a 20.000 t deberá tenerse en cuenta la actuación de fuerzas exteriores sobre los buques.

Los esfuerzos resultantes de las presiones del viento sobre los buques se calculan mediante la siguiente formulación:



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En previsión de posibles cambios durante la vida útil de la obra en las condiciones de utilización, en la configuración geométrica del amarre, o en los criterios de explotación, deberá calcularse alternativamente la estructura resistente con las cargas horizontales mínimas de amarre consignadas en la tabla 3.4.2.3.5.15. en función del desplazamiento máximo del buque de proyecto.

Para un desplazamiento del buque Neptune de 23.445 t, entrando en la citada tabla obtenemos una carga de amarre de 80 t. Incrementando dicho valor un 25 % para localizaciones expuestas a la acción de fuertes vientos o corrientes, se obtiene un valor de 100 t, teniendo en cuenta que es la carga horizontal mínima de amarre a considerar.

Por lo que se hace necesaria la colocación de un bolardo de 1500 kN, previendo además el atraque y amarre de futuros buques de mayor desplazamiento.

Se colocarán bolardos de 1.500 kN que irán anclados en cuatro puntos que distan entre sí 0,70 x 0,70 m. Para el cálculo del encepado y pilotes se han planteado diferentes hipótesis de dirección de tiro a la capacidad máxima del bolardo, abarcando desde un perpendicular a la línea de atraque, hasta formar un ángulo de 45 º con la línea de atraque. No se ha ampliado el ángulo hasta llegar hasta los 80 º, ya que no aporta esfuerzos diferentes, debido a la simetría del duque de Alba. También se ha supuesto que dicho tiro puede ser desde completamente horizontal, a formar un ángulo máximo de 30º con la horizontal. Para cada una de estas hipótesis se ha obtenido las reacciones que transmitiría el bolardo a los puntos de anclaje, y se han introducido en el modelo de cálculo.

El punto de aplicación del tiro se ha supuesto a una altura de 0,71 m de la base del bolardo (altura máxima del mismo), lo que genera un momento en la base del anclaje que se transmite al encepado.

Se han considerado las siguientes hipótesis:

Velocidad del viento Vv (m/s) 22

Área de la proyección transversal del buque AT (m2) 948,76

Área de la proyección longitudinal del buque AL (m2) 4796,88

Ángulo de la amarra con el eje longitudinal al buque, θ (º) 45º

Factor de forma Cv 1,3

Fuerza resultante horizontal Rv (t) 146,73

Ángulo de la dirección del viento con el eje longitudinal del buque (º) 78,82

Fuerza en sentido transversal del buque FTV (t) 143,95

Fuerza en sentido longitudinal del buque FLV (t) 28,45



ANEJO Nº2 Pág. 22

DESIGNACIÓN Angulo eje x Angulo con la vertical

TIRO_X_0º 0º 0º

TIRO_30º_0º 15º 0º



TIRO_X_30º 0º 30º




El resultado de los axiles en cada uno de los puntos de anclaje del bolardo se muestra en la tabla siguiente:



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Sismo

Según la norma NCSE‐02 no es necesario análisis sísmico, al ser el valor de la aceleración sísmica menor de 0,04 g.

1.500,00 α: Ángulo con la vertical710,00 β: Ángulo con horizontal700,00

Nº HIPÓTESIS α β PERNO Fx (KN) Fy (KN) Fz (KN) Tx Ty Tz Mx My

1 375,00 0,00 760,712 375,00 0,00 ‐760,713 375,00 0,00 760,714 375,00 0,00 ‐760,711 324,76 0,00 535,462 324,76 0,00 ‐160,463 324,76 0,00 535,464 324,76 0,00 ‐160,461 362,22 97,06 139,212 362,22 97,06 ‐532,993 362,22 97,06 532,994 362,22 97,06 ‐139,211 313,69 84,05 341,642 313,69 84,05 ‐307,663 313,69 84,05 682,664 313,69 84,05 33,361 324,76 187,50 ‐89,292 324,76 187,50 ‐671,433 324,76 187,50 671,434 324,76 187,50 89,291 281,25 162,38 119,072 281,25 162,38 ‐402,873 281,25 162,38 777,874 281,25 162,38 255,931 265,17 265,17 ‐324,832 265,17 265,17 ‐750,993 265,17 265,17 750,994 265,17 265,17 324,831 229,64 229,64 ‐104,362 229,64 229,64 ‐452,323 229,64 229,64 827,324 229,64 229,64 479,36

Altura (mm)Separación pernos (mm)

DATOS DEL BOLARDO

Carga nominal (KN)

HIPOTESIS DE TIRO

0,00 1.065,001 0 0 1.500,00 0,00 0,00

750,00 0,00 487,14

6 30 30 1.125,00 649,52 750,00 ‐461,16 365,35

3 0 15 1.448,89

2 30 0 1.299,04 0,00

388,23 0,00 ‐275,64 470,54

4 30 15 1.254,77 336,22 750,00 ‐238,71 454,51

0,00 ‐532,50 407,505 0 30 1.299,04 750,00

0,00 ‐753,07 298,31

8 30 45 918,56 918,56 750,00 ‐652,18 243,57

7 0 45 1.060,66 1.060,66



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3.6. ESTADOS DE CARGA

Estados Límite Últimos (E.L.U.)

Para los estados límites últimos (E.L.U) las situaciones consideradas son:

Estados Límite de Servicio (E.L.S.)

Para los estados límites de servicio (E.L.S) las situaciones consideradas son:

Para el cálculo de la fisuración se han utilizado las combinaciones cuasi‐permanentes, según se indica en el artículo 49.2 de la norma EHE.

3.7. COEFICIENTES DE SEGURIDAD

Los coeficientes utilizados en las diferentes hipótesis de cálculo son las que se muestran en la siguiente tabla:



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TIPO ACCIÓN Situaciones persistentes transitorias Situaciones accidentales

Efecto favorable Efecto desfavorable Efecto favorable Efecto

desfavorable Permanente 1,00 1,35 1,00 1,00 Variable 0,00 1,50 0,00 1,00 Accidental ‐ ‐ 1,00 1,00

3.8. COEFICIENTES DE COMBINACIÓN DE LAS ACCIONES

Los coeficientes de combinación se recogen en la siguiente tabla:

ψ0 ψ1 ψ2 Sobrecarga de uso 0,7 0,6 0,5 Acción medioambiental 0,7 0,3 0,0

4. DIMENSIONAMIENTO DE LOS ELEMENTOS ESTRUCTURALES

4.1 ENCEPADOS

El encepado de los Duques de atraque y amarre tiene un canto de 2,65 m y unas dimensiones de 10,80 m de lado. El canto de este encepado viene condicionado por el tamaño de las defensas, además de ayudar a reducir la fisuración debido a la disminución de las tracciones que supone su elevado peso. La separación entre pilotes es de 2,00∙φ y la distancia entre cualquier pilote y el borde es de al menos 1,00∙φ, siendo φ el diámetro del pilote.

El Duque de Alba de amarre estará formado por un grupo de siete pilotes, excavados y hormigonados “in situ”, de 1,80 m de diámetro. El encepado que ata estos pilotes en cabeza es de forma octogonal y con un canto de 1,50 m.

En el perímetro del encepado se coloca una barandilla y en uno de los lados una escala metálica para acceder desde una embarcación al duque de alba.

El cálculo del encepado se realiza mediante un modelo completo encepado‐pilotes, junto con su interacción con el terreno. Se combinan las cargas realizándose las hipótesis de cálculo tanto para ELU, como para ELS. A partir de los esfuerzos máximos se determina la armadura de las estructuras.

Para determinar la armadura se utiliza el Prontuario Informático del Hormigón, definiendo materiales, secciones y esfuerzos máximos. Todos los listados de cálculo obtenidos se incluyen en los anexos.

Dicho encepado se comprueba en ELU frente a flexiones, cortantes y fisuración en ELS.

4.2 PILOTES

Las comprobaciones realizadas en los pilotes se clasifican en:

Estados Límites Últimos



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Capacidad portante. Se comprueba que el axil de cada pilote no alcanza el tope estructural. Se establece como tope estructural el 4.000∙KN/m2∙A. En nuestro caso tope estructural es: Ntope est = 10.179 KN.

Hundimiento: Cuando las cargas verticales descendentes agotan la resistencia del terreno. Al final de este documento, se incluyen unas hojas de cálculo parametrizadas con las que se verifica el hundimiento.

La máxima carga vertical que pueden recibir los pilotes será la suma del peso propio del encepado, pilotes y las hipótesis de sobrecarga más desfavorable (reacción de la defensa, viento, corriente y sobrecarga).

Arranque: Cuando las cargas verticales ascendentes agotan la resistencia del terreno. Al final de este documento se incluyen unas hojas de cálculo parametrizadas con las que se verifica el arranque.

La máxima carga vertical que pueden recibir los pilotes será la generada por las hipótesis de cálculo más desfavorables, a estas se oponen el peso propio de encepado y pilotes.

Rotura del terreno por cargas horizontales: Puede producirse cuando la acción horizontal que carga los pilotes llegue a romper el terreno. Para su comprobación se utiliza la formulación dada por la ROM 05‐0.5.

Rotura estructural: Puede producirse cuando las cargas transmitidas superan la resistencia del pilote. En el caso que estamos analizando los pilotes están condicionados por las cargas laterales que actúan sobre ellos provocando estados de flexocompresión y flexotracción.

Estas situaciones se deben analizar en todas las posibles combinaciones de carga que se pudieran dar. En el presente anejo se analizan en situación permanente o transitoria las siguientes hipótesis por ser consideradas las más desfavorables:

1. Peso propio de encepado y pilote + Reacción de la defensa + Viento en dirección del atraque + Corriente en dirección del atraque + Sobrecarga

2. Peso propio del encepado y pilote + Tiro bolardo a 45º + Viento en la dirección del tiro + Corriente en la dirección del tiro + Sobrecarga

En situación accidental, se analiza la siguiente combinación de acciones:

3. Peso propio del encepado y pilote + Reacción de la defensa accidental + Sobrecarga

Con estas combinaciones se analizarán las secciones pésimas (cabeza del pilote y empotramiento en el terreno) en ELU frente a solicitaciones normales y cortante, y ELU de inestabilidad.

Los listados de cada unos de estos cálculos se detallan en los anexos.

Estados Límites de Servicio

Las cimentaciones profundas pueden fallar por deformaciones excesivas que, sin implicar la ruina estructural, impidan el correcto uso de la cimentación. Por ello se limitará la deformación máxima en la cabeza de los pilotes.



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El pilote más cargado de los duques de alba tiene una importante fuerza horizontal, y por tanto presentan un desplazamiento en coronación elevado. Se impone como criterio de diseño es que esta deformación sea inferior a la siguiente relación:

Desplazamiento < Longitud/100

Considerando como longitud la distancia entre la base del encepado y la cota de terreno resistente considerada:

Cota (+3,35m)‐ Cota (‐25m) → L = 28,35 m

Desplazamiento máximo admisibles: 2835 cm / 100 = 28,35cm

En cuanto a la camisa perdida, debido a la singularidad del emplazamiento, el hecho que tengamos los pilotes sumergidos en el mar nos obliga a considerar corrosión en los tubos metálicos. La disminución de espesor del tubo de acero es directamente proporcional a la agresividad del agua y al paso del tiempo, que son factores complicados de estimar, por ello, se adoptará el criterio que el tubo metálico no aportará capacidad resistente a la sección del pilote, quedándonos así del lado de la seguridad. De todas formas comprobamos la fisuración en los pilotes porque llegado un momento el acero se habrá corroído y la sección se comportará como una sección de hormigón. Los cálculos de la fisuración según la EHE se encuentran en los anexos.

Tras el análisis de los Estados Límites Últimos y de los Estados Límite de Servicio en los pilotes comprueba que la condición más desfavorable, y por tanto la que condiciona la armadura, es el Estado Límite de Servicio frente a Fisuración.



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ANEXOS DE CÁLCULO



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ANEXOS DE CÁLCULO

ANEXO Nº1.‐ MODELOS DE CÁLCULO DEL DUQUE DE ALBA

Introducción

Modelo de SAP2000. Entrada de datos

Modelo de SAP2000. Salida de datos

ANEXO Nº2.‐ PILOTES DEL DUQUE DE ALBA

Introducción

Esfuerzos de cálculo y combinación de acciones

Cálculo frente a hundimiento, arranque, tope estructural y rotura horizontal del terreno

Comprobaciones estructurales

ELU flexotracción

ELU flexocompresión y pandeo

ELU cortatne

ELS fisuración

ANEXO Nº3.‐ ENCEPADO DEL DUQUE DE ALBA

Introducción

Combinación de acciones


Estados Límites Últimos

Estados Límite de Servicio.



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ANEXO Nº1.‐ MODELOS DE CÁLCULO DEL DUQUE DE ALBA

Introducción

Para el diseño y cálculo del duque de alba se ha generado un modelo de cálculo completo.

Se modelizan los 9 pilotes de 1,80 m de diámetro y 52 m de longitud mediante elementos tipo barra. Para poder desarrollar la interacción con el terreno, se definen unos muelles en función de los coeficientes de balasto marcados por la geotecnia del proyecto.

También queda modelizado el encapado, cuadrado de 10,80 m de lado, por medio de elementos tipo lámina con 2,65 m de espesor. Sobre este modelo se introducen las siguientes acciones:

• Peso propio

• Defensa

• Tiro de bolardo a 45º (situación más desfavorable). Se han estudiados tiros de bolardo de entre

0º, 15º, 30º y 45º, como componente vertical de entre 0º y 30º.

• Viento

• Corriente

• Sobrecarga

A continuación se adjuntan los gráficos del modelo, así como la salida de resultados de este.



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Modelo de SAP2000. Entrada de datos

Geometría:



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ACCIONES:

ATRAQUE

VIENTO SOBRE ENCEPADO



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SOBRECARGA SOBRE LA MITAD ENCEPADO

SOBRECARGA SOBRE LA MITAD ENCEPADO



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CORRIENTE



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TIRO DE BOLARDO

TIRO DE BOLARDO



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DEFENSA ACCIDENTAL



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RESULTADOS:



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ANEXO Nº2.‐PILOTES DEL DUQUE DE ALBA

Introducción

A continuación se va a proceder al dimensionamiento y cálculo de los pilotes del duque de alba. Los pasos a seguir son los siguientes.

A partir del modelo de cálculo se obtiene los esfuerzos de las distintas acciones que intervienen en el cálculo y se plantean las combinaciones de acciones para cada comprobación.

A partir de estos datos se realizan las siguientes comprobaciones:

Comprobaciones geotécnicas:

Arranque y hundimiento de los pilotes.

Tope estructural de los pilotes

Rotura horizontal del terreno


ELU Solicitaciones normales

ELU Cortante

ELU Inestabilidad

ELS Fisuración

ELS Deformación

Esfuerzos de cálculo y combinación de acciones

En la siguiente tabla se muestran los esfuerzos generados por cada acción en las secciones pésimas de los pilotes.

Axiles

Acción Axil máximo (KN) Axil mínimo (kN) Peso efectivo 2.947,78 823,76 Sobrecarga 65,78 65,78 Defensa 1.970,21 ‐1.968,52 Tiro de bolardo a 45º 1.688,80 1.691,26 Viento 6,52 ‐6,52 Corriente 100,69 ‐100,69 Defensa accidental 3.694,15 ‐3.690,98

Para el cálculo de axiles, momentos y cortantes de las acciones oblicuas (bolardo) se han compuesto los esfuerzos de las dos direcciones X e Y dadas en el modelo de cálculo.



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Estos axiles son constantes durante toda la longitud del pilote, excepto el peso propio del pilote. Hay que hacer notar que el peso del pilote se ha obtenido con una densidad del hormigón de 15 kN/m3 en la zona sumergida.

Momentos

Acción En cabeza (kNm) En empotramiento (kNm) Defensa 4.762,02 3.684,61 Tiro bolardo a 45º 2.796,23 2.176,87 Viento 15,77 12,20 Corriente 243,26 356,25 Defensa accidental 8.928,79 6.908,79

Los momentos se han tomado en la cabeza del pilote (en la conexión con el encepado), y en la sección de empotramiento efectivo del pilote en el terreno. Es decir, son los momentos máximos positivos y negativos de los pilotes para cada acción.

Cortantes

Acción En cabeza (kN) En empotramiento (kN) Defensa 283,84 424,19 Tiro bolardo a 45º 167,54 250,85 Viento 0,94 1,4 Corriente 37,54 41,26 Defensa accidental 532,21 795,36

Los cortantes siguen la misma filosofía que los esfuerzos a flexión mostrados en la tabla anterior.

Las combinaciones de cálculo utilizadas para la comprobación de los pilotes son las siguientes:

ELU:

a) Situaciones permanentes o transitorias

Axil máximo

1) 1.35xPP+1.50xDefensa+1.50x0.7xViento+1.50x0.7xCorriente+1.50x0.7xSobrecarga

Axil mínimo

2) 1.00xPP + 1.50xDefensa +1.5x0.7xViento+1.50x0.7xCorriente+1.50x0.7xSobrecarga (mitad de encepado)

Flexión máxima



b) Situación accidental 5) 1.00xPP + 1.00xDefensa accidental +1.00x0.5xSobrecarga 6) 1.00xPP + 1.00xDefensa accidental



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ELS:

a) Situación poco probable o característica

1) PP+ Defensa+0.7xViento+0.7xCorriente

b) Situación cuasipermanente

2) PP+0.5xDefensa

Comprobaciones geotécnicas de la estructura

Seguidamente se procede a la comprobación del comportamiento del terreno frente a las solicitaciones impuestas por la estructura y las acciones que sobre ella se produzcan.

A partir del modelo de cálculo se han obtenido las magnitudes de dichas acciones, a partir de las cuales se llevan a cabo las siguientes comprobaciones:

• Hundimiento de los pilotes

• Arrancamiento de los pilotes

• Rotura horizontal del terreno

Acciones consideradas en los cálculos

Para acometer estos cálculos, primero es necesario establecer cuáles son los esfuerzos que de acuerdo con las acciones previstas relacionadas con el tipo de buque se van a desarrollar, tanto para situación Cuasi‐Permanente como Accidental. Se consideran las siguientes:

ACCIÓN COMPRESIÓN (KN) TRACCIÓN (KN)

Peso efectivo del pilote 1.110,12 Peso efectivo del encepado 858,60

Sobrecarga 65,80 Defensa 1.970,21 ‐1.968,52

Tiro de bolardo a 45º 1.688,80 1.691,26 Viento 6,52 ‐6,52

Corriente 100,69 ‐100,69 Defensa accidental 3.694,15 ‐3.690,98

Para el cálculo del peso efectivo del pilote se ha tenido en cuenta la longitud exenta del pilote, tomando una densidad para la zona sumergida (bajo la cota de marea media 2,25 m) de 15 KN/m3 y para la parte emergida (sobre la cota de marea media) de 25 KN/m3.

La parte empotrada, según indica la ROM 05‐05 no ha sido considerada. El encepado se ha considerado emergido en su totalidad, por lo que la densidad considerada ha sido de 25KN/m3.



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Debido a que Galicia se encuentra fuera de la zona de riesgo sísmico no ha sido considerado ninguna acción por este motivo.

Combinaciones de cálculo consideradas

A partir de los axiles resultantes, se ha considerado como combinación más desfavorable la siguiente:

Situación cuasipermanente: 1.00xPP+1.30xDefensa+1.30xViento+1.3xCorriente+1.3xSobrecarga

Situación accidental: 1.00xPP+1.00xDefensa+1.00xSobrecarga

Según la tabla 3.3.2 de la ROM 05‐05, en los cálculos geotécnicos para cargas permanentes se ha considerado un FS de 1, tanto para efecto favorable como desfavorable. Para las acciones variables debidas a la sobrecarga, empuje, viento y corriente, el factor de seguridad considerado ha sido de 1,3 para efecto desfavorable y 0 para efecto favorable. Mientras que para una situación accidental, el factor de seguridad empleado para estas acciones variables ha sido de 1 y 0, respectivamente.

En situación accidental no se consideran cargas climáticas.

Calculo del hundimiento

En la hoja de cálculo que se adjunta a continuación se ha realizado la estimación del hundimiento para la situación pésima comentada, tanto para un pilote como para el grupo.

Como dato relevante hay que decir que al tratarse de suelos cohesivos, los cálculos se han realizado siguiendo la metodología de la ROM para este tipo de suelos. Entre estas recomendaciones está que la punta se entregue al menos 4 diámetros en el nivel considerado, condición que se cumple sobradamente.

En este caso, la carga de hundimiento ha sido afectada por un factor de seguridad de 2,6 según indica la ROM 05‐05 para una situación Cuasi‐Permanente, y para la situación Accidental se he empleado un factor de seguridad de 2,1 debido a que la obtención de la resistencia unitaria por punta y fuste se ha obtenido a partir de ensayos presiométricos.

Hay que destacar, que para ambas situaciones el nivel 1 constituido por fangos de compacidad muy floja, no ha sido considerado en la longitud empotrada del pilote y sí en la longitud de pilote exenta.

También hay que hacer mención a que la camisa metálica del pilote solo afecta a la parte considerada exenta del mismo, considerándose que el hormigón del pilote interacciona con el terreno de forma directa. A efectos de cálculo geotécnico se considera pilote excavado con camisa recuperable.

En resumen, para un pilote de 1,80 m de diámetro, 52 m de longitud total y un empotramiento en el terreno de 23,65 m (empotramiento en el nivel más competente muy superior a los 4 diámetros recomendados) se cumple con las condiciones impuestas por la ROM 05‐05 para la situación pésima en pilote aislado y sobradamente para el grupo de pilotes, para ambas situaciones Cuasi‐Permanente y Accidental.



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Cálculo de arrancamiento

Para este cálculo, se ha tenido en cuenta los factores de seguridad comentados anteriormente.

Tal y como establece la ROM, la resistencia unitaria al arrancamiento de los pilotes se obtendrá a partir de la contribución por fuste disminuida en un 50%.

En este caso, se han seleccionado los axiles más desfavorables que se producen sobre un pilote dentro de la estructura y se comprueba su comportamiento frente a la resistencia al arranque debido al rozamiento con el terreno y el peso propio de la estructura. El resultado de esta comprobación es favorable, para ambas situaciones (Cuasi‐Permanente y Accidental).

Cálculo de la resistencia a rotura horizontal

En este caso, se ha supuesto que el empuje se producirá a una altura sobre el nivel de empotramiento del pilote de 29,67 m, a mitad del encepado.

Puesto que se trata de un suelo cohesivo, solo se ha considerado la cohesión en presiones totales (cu), con un valor promediado para el cálculo simplificado de BROMS de 126 KN/m2. A este valor se le ha aplicado los factores de seguridad de 2,6 para la situación Cuasi‐Permanente y 2,1 para la situación Accidental En este caso, la resistencia a la rotura horizontal Hrot es igual a 2826 KN para la situación Cuasi‐Permanente e igual a 3499 KN para la situación Accidental.

Puesto que la relación e/D ha resultado de 16,5, ligeramente alta, se ha realizado otro cálculo para determinar esta resistencia buscando la profundidad a la que se produce el equilibrio de momentos, obteniéndose un valor de 3095 KN. para la situación Cuasi‐Permanente y de 3554 KN para la situación Accidental.

Ambos valores superan el esfuerzo máximo horizontal total que llegaría a un pilote, el cual se ha supuesto, del lado de la seguridad, que estaría en el entorno de los 847 KN (valor repartido entre 3 de los 9 pilotes que constituyen la estructura), por lo que se considera que cumple sobradamente esta condición, para ambas situaciones.

A continuación se adjuntan las hojas de cálculo a las cuales se ha hecho referencia en los apartados anteriores.



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a) ELU solicitaciones normales

A partir de los esfuerzos dados anteriormente se realizan las combinaciones de acciones para generar los distintos pares de axiles y momentos pésimos.

Se han tomado como hipótesis determinante frente a este estado límite la combinación que produce el máximo axil de tracción, con su flector asociado. Dicha situación se produce en la cabeza de los pilotes traccionados. También se ha buscado la combinación que produce máximo momento flectores, a pesar de reducir el axil de tracción, así como varias hipótesis en la zona de empotramiento con el terreno, en la que se producen momentos de importancia, pero con axiles de compresión.

HIPÓTESIS Nd (KN) Md (KNm) 1 ‐2.861,62 8.823,84 2 ‐2.240,00 7.317,00 3 ‐1.949,00 7.326,00 4 ‐1.622,54 6.878,87 5 823,51 8.928,71 6 2.063,94 6.908,56 7 4.521,93 8.838,24 8 5.762,36 6.883,24

Criterio de signos para el axil: Tracciones positivas.

Para optimizar el armado de los pilotes, se plantea una reducción de la cuantía de armadura a partir de la z= ‐ 30 m y z= ‐ 37 m.

HIPÓTESIS Nd (KN) Md (KNm) 9 ‐1.400,00 4.340 10 ‐1.159,04 444,07

Al final de este anejo se adjuntan los resultados de la comprobación.

b) ELU frente a inestabilidad

Para realizar la comprobación frente a pandeo, consideraremos los pilotes como soportes de una estructura traslacional, cuyas condiciones de contorno doblemente empotrado, en cabeza por un encepado que consideraremos infinitamente rígido frente al pilote, y empotrado también en el terreno a partir de una profundidad, que determinaremos a partir del modelo de cálculo, en el que se le han implantado las condiciones de deformabilidad lateral del terreno. Como se puede ver en la gráfica de la deformada, a partir de la z=‐31,5 m, se puede considerar el pilote empotrado (no existe ni desplazamiento lateral ni giro), lo que nos deja una longitud del soporte de 35 m.



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Al final de este anejo se adjuntan las comprobaciones frente a inestabilidad. Como simplificación en la comprobación, se ha asociado el máximo axil de compresión con el máximo momento flector, a pesar de proceder de combinaciones diferentes, comprobándose que los pilotes cumplen este estado límite, según la EHE.



ANEJO Nº2 Pág. 68

c) ELU frente a cortante

Hipótesis pésimas a cortante se produce frente a la combinación accidental

Vdmax = 795,36 kN

Al final de este anejo se adjunta la comprobación a cortante junto con la cuantía mínima a aplicar.

Hacer notar que según la EHE para secciones no rectangulares se debe tomar un ancho equivalente según el artículo 44.2.1 “Definición de la sección de cálculo”.

d) Comprobaciones en ELS. Fisuración

Las comprobaciones a fisuración se realizan en combinación cuasipermanente. Estas combinaciones son las indicadas anteriormente.

La situación determinante para dimensionar frente a fisuración, se produce en la unión de los pilotes con el encepado, ya que se da el mayor momento flector y en ciertos pilotes el máximo axil de tracción. A medida que aumenta la profundidad del pilote, el flector disminuye a la par que el axil aumenta, hasta llegar a comprimirse. A partir de una profundidad, deja de ser necesario el refuerzo que se plantea para cumplir E.L.S de fisuración. El refuerzo será necesario hasta la cota z=‐2,55 m, más una longitud de anclaje. A partir los pares de esfuerzos se comprueba la fisuración. Para el tipo de ambiente en el que nos encontramos IIIc + Qb la abertura de fisura máxima no debe superar 0,1 mm.

Para optimizar el armado de los pilotes, se plantea una reducción de la cuantía de armadura a partir de la z= ‐ 30 m y z= ‐ 37 m, comprobándose que con el armado planteado se sigue cumpliendo la máxima abertura de fisura permitida.

Al final de este anejo se adjuntan los cálculos de abertura de fisura para cada sección.

Criterio de signos para el axil: Tracciones positivas.

e) Comprobaciones en ELS. Deformación

El Desplazamiento máximo admisibles es de 28,35 cm, siendo el esperable 8,5 cm.



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ANEXO Nº3.‐ ENCEPADO DEL DUQUE DE ALBA

En este apartado se va a proceder a calcular el armado del encepado del Duque de Alba. Se trata de una cimentación rígida según el criterio que marca el artículo 58.2 de la EHE. Su dimensionamiento se realiza por medio de modelos Biela – Tirante. Se dimensiona la armadura:

• Armadura principal en bandas sobre pilotes:

• Armadura secundaria entre bandas de pilotes: ¼ de la armadura principal (art. 58.4.1.2.2.1)

• Armadura secundaria vertical:

Para el dimensionamiento partiremos de la máxima tracción y máxima compresión en cabeza de pilote:

Nmax= 4.254,25 KN Nmin= ‐2.239,74 KN

AXIL MÍNIMO EN CABEZA



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AXIL MÁXIMO EN CABEZA

En función de los resultados obtenidos, se comprobará la resistencia de la biela en función del art. 40 de EHE.

Para limitar los efectos de fisuración, para el cálculo de la armadura de los tirantes se ha limitado la tensión del acero a 400 MPa.

PARRILLA INFERIOR:

Armadura principal: En banda de pilotes

Tprincipal = Nmax *3,6/0,85 d =7.207,2 KN 180 cm2/banda principal

2 capas de Ø 25 cada 0,10 m en banda

Armadura secundaria: Entre banda de pilotes

¼ Principal Ø 25 cada 0,20 m

PARRILLA SUPERIOR:

Tprincipal = Nmin *3,6/0,85 d =3.794,4 KN 95 cm2

Ø 25 cada 0,10 m



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ANEXO Nº4.‐ LISTADOS

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