ESCOLLERA DE ABRIGO A LA DÁRSENA DE … Raúl... · ingresa al mismo mediante una escollera...

VI Congreso Argentino de Ingeniería Portuaria Seminario Latinboamericano “ Desarrollo Sustentable de la Infraestructura Portuaria Marítima y Fluvial en

América Latina

1 of 15

ESCOLLERA DE ABRIGO A LA DÁRSENA DE SUBMARINOS DEL PUERTO DE MAR DEL PLATA

Proyecto de reconstrucción y verificación mediante modelo físico

Raúl A. Cáceres1, Gerardo E. Boccardo2, Elena Buisel3

RESUMEN Este trabajo describe el proyecto de reconstrucción de la escollera de abrigo de la dársena de submarinos en la Base Naval Mar del Plata y su verificación mediante un estudio en modelo hidráulico bidimensional en escala reducida. Incluye una descripción del estado actual de la escollera, el proyecto propuesto y los resultados obtenidos del modelo sobre estabilidad de la coraza de enrocado, estabilidad del pie del talud y sobrepaso de oleaje. El estudio en modelo físico presentado ha sido convenido por la Armada Argentina con el Laboratorio de Hidráulica del Instituto Nacional del Agua.

ABSTRACT This paper describes the project to rebuild the breakwater of the dock to submarines at the Mar del Plata Naval Base, and its verification by means of a two-dimensional hydraulic model test. It includes an overview of the current condition of the jetty, the proposed project and the experimental data on the stability of the stability of armour units, stability of toe protection and wave overtopping. The present physical model study has been agreed by the Argentinean Army with the Hydraulics Laboratory of the National Water Institute.

1. INTRODUCCIÓN La dársena de submarinos de la Base Naval es parte del Puerto de Mar del Plata, ubicado sobre la costa Atlántica de la Provincia de Buenos Aires en las coordenadas geográficas 38º 2’ de latitud Sur y 57º 31’ de longitud oeste (Figura 1). Dicha dársena conforma un recinto protegido del oleaje que ingresa al mismo mediante una escollera interna de 450 m de desarrollo lineal construida en 1975. Actualmente se observa que la misma se encuentra seriamente dañada en el tramo comprendido entre las progresivas 70 m y 230 m, presentando deformaciones y asentamientos que se incrementan en dirección hacia el morro. Las pantallas verticales que conforman el murete superior de hormigón se encuentran volcadas, particularmente entre las progresivas 186 m y 210 m, y las losas horizontales presentan numerosas fisuras; ambas situaciones producto de la pérdida de apoyo que ha sufrido el murete debido a los asentamientos mencionados. En la Figura 2 se muestran algunas imágenes del estado actual de la escollera.

El daño que presenta la escollera se debe a varias causas. Entre ellas se destaca que la cota de coronamiento se encuentra por debajo del nivel requerido para las condiciones de diseño, el talud presenta una pendiente mayor a la recomendada para este tipo de estructuras, las piedras que conforman la coraza tienen un peso menor al requerido para el oleaje de diseño y asentamientos en distintas zonas de la escollera que provocaron el daño en la losa y muros del coronamiento.

La Armada Argentina proyecta la reparación y reconstrucción de la obra de abrigo indicada. Los aspectos básicos del proyecto son: a) La elevación de la cota de coronamiento mediante la colocación de una estructura maciza y monolítica con forma de L que limite el caudal de sobrepaso. b) Incorporación de una subcapa de menor tamaño que el de la coraza con el fin de ayudar a la disipación de presiones debidas al oleaje. La subcapa prevista está conformada por piedras de tamaños compatibles con las piedras que conforman la coraza actual. c) Construcción de una nueva coraza de enrocado. d) Construcción de una protección del pie del talud de la escollera, del lado del

1 Ingeniero Hidráulico y Civil, Investigador, Laboratorio de Hidráulica – INA, Argentina. E-mail: [email protected] 2 Capitán de Corbeta Ingeniero Civil y Portuario, Dirección de Infraestructura – Armada Argentina. 3 Ingeniera Civil y Portuaria, Escuela de Graduados de Ingeniería Portuaria – UBA.


América Latina

2 of 15

Antepuerto, contra la socavación por el oleaje y las corrientes. e) Colocación de una capa de grava que permita salvar la discontinuidad entre la piedra que conforma la subcapa o el pie de protección y la base de asiento de arena.

Figura 1: Ubicación de la Base Naval Mar del Plata y vistas de la escollera de abrigo de la

dársena de submarinos

Figura 2: Estado actual de la escollera de abrigo a la dársena de Submarinos de la base Naval Mar del Plata. (a: Vista del tramo inicial, b: Coraza de enrocado, c: Muro de coronamiento, d:

zona de asentamiento del núcleo de la escollera.)


América Latina

3 of 15

La solución adoptada tiende a mejorar las deficiencias actuales de la estructura y al mismo tiempo adaptarla a las nuevas condiciones de la zona de implantación, esto es, el recrecimiento del lecho que se presenta actualmente al pie de la estructura del lado Antepuerto. Por otro lado está prevista la modificación de la pendiente del talud adoptando uno más tendido, que se adapte mejor a una solución de talud de piedra.

Con el fin de evaluar y optimizar el proyecto de reconstrucción de la escollera se realizó un estudio mediante modelo físico bidimensional en el canal de olas del Laboratorio de Hidráulica del INA (Instituto Nacional del Agua). Los aspectos básicos estudiados en el modelo incluyeron aspectos funcionales y estructurales de dos secciones transversales del tronco de la escollera. Entre los primeros, se evaluó el caudal de sobrepaso y en los aspectos estructurales se estudió la estabilidad de la coraza expuesta al ataque de las olas en el lado mar, el manto de protección interior y en el pie de la estructura. En las Figuras 3, 4 y 5 se presentan una planta y los perfiles de la obra estudiados.

Figura 3: Obra de abrigo – Planta y tramos de estudio

Figura 4: Perfil típico del tramo Nº 1 (Progresiva 130)


América Latina

4 of 15

Figura 5: Perfil típico del tramo Nº 2 (Progresiva 110)

2. MARCO TEÓRICO Las escolleras son las obras más comúnmente utilizadas para la protección de áreas costeras o puertos contra la acción del oleaje. Estas estructuras disipan la energía del oleaje por los procesos de: 1) rotura; 2) fricción sobre y en el interior del macizo granular; 3) transmisión del oleaje. Los rompeolas se suelen diseñar con diferentes capas, con piezas de tamaño decreciente desde el manto exterior, o principal, hasta el núcleo. Los mantos secundarios cumplen la función de apoyo y filtro con las piezas de los mantos adyacentes.

2.1 Daño en escolleras de enrocado

La verificación del diseño de la coraza en obras de gran envergadura, es un importante factor en la ecuación económica final del proyecto. En el caso de corazas de enrocado, el daño generalmente se manifiesta como una deformación progresiva causada por un desplazamiento gradual de los elementos. Bajo ciertas condiciones la acción del oleaje puede producir la remoción de esos elementos y su depósito en alguna ubicación inferior sobre el talud. No obstante si el daño ocurre, generalmente la estructura continúa con su función y puede ser reparada luego que pase la tormenta.

Un método para cuantificar el daño en el manto principal consiste en medir el área media erosionada en relación con el diámetro nominal de las piedras Dn50 (van der Meer, 1998). En la Figura 6 se presenta un esquema del método indicado. A partir de estas dos variables se define el parámetro de daño S (ver Ecuación 1), el cual sirve para establecer criterios de daño. Se considera que para S = 2 es el inicio del daño. Con valores de S entre 2 y 6 el daño es tolerable y para S = 8 es el colapso de la coraza, pero no falla inmediata de la estructura.

250n

e

DAS = (1)

Figura 6: Área erosionada a lo largo del eje longitudinal de la estructura en un ancho

equivalente Dn50.


América Latina

5 of 15

2.2 Fórmulas de estabilidad

El elemento clave en el diseño de cualquier rompeolas es la determinación del tamaño de las unidades de la coraza. La hidrodinámica y la interacción de fuerzas con las unidades del manto de protección son muy complejas, así el desarrollo de una ecuación completamente teórica para la estabilidad resulta impracticable. Por ende la gran mayoría de las formulaciones desarrolladas provienen de diversos modelos y en especial modelos físicos. En efecto la formulación de van der Meer (1998), una de las más difundidas en el diseño de escolleras, fue desarrollada partir de una gran cantidad de ensayos en modelo físico a escala reducida. Dicha ecuación es función de la altura de ola, el período, la duración de la tormenta, la densidad relativa del elemento, la pendiente del talud y la porosidad de la estructura. Para incorporar las características del oleaje se utiliza el parámetro adimensional de Iribarren rξ o parámetro de rotura (ver Ecuación 2). Este parámetro relaciona la inclinación del talud, la altura de ola y la longitud de la ola en aguas profundas.

o

r

LH = αξ tan

(2)

En el caso de taludes de enrocado, la fórmula de estabilidad de van der Meer (1988) se divide en dos ecuaciones según el tipo de rompiente. Para ello define un valor límite del parámetro de rotura (ver Ecuación 3). Para valores de rξ inferiores al indicado por la Ecuación 3 corresponden al tipo de rotura "plunging" y para valores mayores la rotura es de tipo "surging".

) P (6.2 = 0.31 +0.5)1/(Pr l αξ tan (3)

La Ecuación 4 corresponde a la condición de rotura tipo plunging ( rlr ξξ < ) y en la Ecuación 5 para la

rotura tipo surging ( rlr ξξ > ).

2.018.0

50

2.6 ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛××=×

∆ NSP

DH

rn

s ξ (4)

Pr

n

s

NSP

DH

ξα ××⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛××=

∆cot0.1

2.013.0

50

(5)

Donde Hs es la altura de ola significativa, ∆ es el peso específico relativo del enrocado, N es el número de olas (duración de la tormenta), P la permeabilidad del manto y Dn50 es el diámetro nominal medio.

Otro elemento clave en el diseño de escolleras es la protección del pie de la estructura. Si la estabilidad del pie falla de manera considerable, el talud se ve comprometido en su integridad. Para determinar la estabilidad del pie en escolleras de enrocado las primeras formulaciones desarrolladas relacionaban de forma simplificada algunas de las variables involucradas, tales como el peso de las piedras, altura de ola y la profundidad relativa del pie respecto al nivel del pelo de agua. Mediante modelación física a escala reducida van deer Meer (1996) desarrolló la siguiente Ecuación:

15.0

5050

6.124.0 odn

t

n

s NDh

DH

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+=

∆ (6)

En donde ht es la altura de agua sobre el pie de la estructura y Nod es el parámetro de daño relativo, el cual puede ser fácilmente relacionado con el porcentaje de daño. Si el número de unidades en la el pie es conocido en una franja de ancho Dn, el porcentaje de daño es la relación entre Nod y este número. Semejante al parámetro de daño S, distintos valores del parámetro Nod puede relacionarse con porcentajes de daño del pie de la estructura. van der Meer (1996) distingue tres niveles de daño y los asocia a valores de Nod:


América Latina

6 of 15

• No movimiento de las piedras del pie ( 5.0<odN ).

• Pie de la estructura aplanado pero mantiene su función de soporte de la coraza de la estructura ( 25.0 << odN ).

• Falla. El pie de la estructura pierda su función ( 4>odN ).

2.3 Sobrepaso del oleaje

El sobrepaso es el caudal medio por metro lineal de ancho que pasa por sobre una estructura cuando una ola impacta sobre la misma. La descarga sobre el coronamiento durante el sobrepaso no es constante. Las olas más grandes pueden arrojar una gran cantidad de agua en un corto período de tiempo. En efecto, el sobrepaso debido a una ola extrema individual puede ser considerablemente mayor que el caudal medio. El sobrepaso de una ola sucede cuando el nivel de coronamiento es menor que el nivel de trepada (run-up) de la ola. El parámetro básico que debe entonces ser usado para cuantificarlo es la altura libre de coronamiento cR (ver Figura 7). Esta altura corresponde a la diferencia de altura entre el nivel de aguas quietas y el nivel de coronamiento.

Figura 7: Definición de las variables geométricas relevantes en la evaluación del sobrepaso.

Existen diversas formulaciones para estimar el caudal de sobrepaso, entre ellas podemos citar a las de Pedersen – Burcharth, Bradbury – Allsop y la de Aminti – Franco (CEM, 2001). Para una mejor comparación entre los resultados experimentales, y los modelos de predicción del sobrepaso, se utilizaron valores adimensionales del caudal de sobrepaso (Q*) y el adimensional de la altura libre de coronamiento (R*). Según el modelo utilizado, las variables adimensionales se presentan en la Tabla 1.

Tabla 1: Variables adimensionales para sobrepaso

Modelo Q* R*

Pedersen – Burcharth ²om

om

LqT

c

s

RH

Bradbury – Allsop omsTgH

q

π2

2

om

s

c sHR

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

Aminti – Franco omsTgH

q

π2

2

om

s

c sHR

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

3. MATERIALES Y MÉTODOS

3.1 Descripción de las instalaciones experimentales

Para los estudios marítimos, el Laboratorio de Hidráulica del Instituto Nacional del Agua cuenta con un canal experimental de 28 m de largo, 0.60 m de ancho y una profundidad de 1.00 m. Dicho canal


América Latina

7 of 15

posee un generador de olas oleohidráulico de alta presión, controlado por una servoválvula. La medición de las alturas de ola se realiza mediante un conjunto de tres sondas separadas entre sí a una distancia variable de acuerdo al período de las olas utilizado para la escala correspondiente. El conjunto se ubica a mitad de recorrido entre el generador de olas y el talud. Se realizan también mediciones de la altura de la ola con una sonda individual ubicada al pie de la obra ensayada.

La medición de caudal medio de sobrepaso se realiza mediante la captación del agua de sobrepaso a una cubeta, en la que se instala un seguidor de nivel electrónico. La señal eléctrica, proporcional a la posición del nivel en la cubeta, es registrada en función del tiempo y luego se correlaciona con el volumen de agua que sobrepasa la estructura.

3.2 Diseño del modelo

Para que los resultados obtenidos en el modelo a escala puedan ser tomados como representativos de la realidad, éste debe cumplir ciertas condiciones denominadas “leyes de semejanza”. Se consideran tres tipos de semejanza: Semejanza geométrica, que permite relacionar las dimensiones del modelo con las del prototipo, la semejanza cinemática relaciona las velocidades y aceleraciones y la semejanza dinámica que presupone las anteriores y añade las escalas de fuerzas existentes en el fenómeno objeto de estudio. La semejanza de fuerzas viscosas y fuerzas gravitatorias entre dos sistemas puede expresarse mediante relaciones adimensionales entre distintas variables que determinan el problema, denominadas números de Reynolds y Froude respectivamente (ecuaciones 6 y 7). El principio de semejanza exige que los números indicados tengan igual valor en prototipo y modelo.

υDu.Re = (6)

dguF.²

= (7)

Donde g es la aceleración de la gravedad, d una dimensión característica del elemento, u es una velocidad, frecuentemente está dada por sgH y υ la viscosidad cinemática del agua.

Si la escala del modelo es muy reducida, otras fuerzas comienzan a tomar mayor importancia, particularmente las fuerzas viscosas. Pero dado que la aceptación del número de Froude igual en modelo y prototipo impide la igualdad del número de Reynolds, la relación entre fuerzas de inercia y viscosas entre ambos sistemas se hallará distorsionada, es decir, se produce un efecto de escala (Oumeraci, 1985). En el caso de taludes protegidos con enrocado se admite que estos efectos de escala son despreciables si el número de Reynolds es mayor que un cierto valor crítico. En la Tabla 2 se presentan diversas recomendaciones para este valor límite (Tirindelli et al., 2000).

Tabla 2: Valores recomendados del número de Reynolds para evitar los efectos de escala en

taludes protegidos por enrocados (Tirindelli et al., 2000).

Investigaciones realizadas Re crítico

Dai y Kamel, Kajima y Sakakiyama; en ensayos con olas regulares 3x104

Törum, Brodertick y Ahrens, Mol y Van der Meer; con olas irregulares 1x104 - 4x104

Jensen y Klinting; en base a consideraciones teóricas 0.7x104

3.3 Elección de la escala

El criterio seguido para adoptar la escala, fue en base a las dimensiones del canal, la máxima ola posible de generar y las consideraciones indicadas anteriormente por efectos de escala. Dado que las dos secciones a ensayar poseen distinta altura de diseño, para maximizar la utilidad del canal, se adoptaron escalas geométricas distintas en el tramo 1 y en el 2. Las escalas de longitudes que resultaron de dicho análisis fueron:

Tramo 1: EL = 13.2

Tramo 2: EL = 16.0


América Latina

8 of 15

Esta selección de escalas diferentes, permite utilizar el mismo tamaño de piedra y altura de ola en el modelo, favoreciendo así la metodología experimental. El número de Reynolds resultante para los dos tramos es aproximadamente 6 x 104, con lo cual se superó el valor crítico indicado en el apartado 3.2 Diseño del modelo. En la Figura 8 se muestra el modelo a escala en el canal de olas del Laboratorio de Hidráulica del INA.

Figura 8: Modelo a escala de la escollera de abrigo de la dársena de submarino de la base

naval Mar del Plata

3.4 Condiciones de ensayo

Las condiciones hidrodinámicas para la realización de los ensayos se refieren a la altura y período de las olas incidentes, y al nivel de la marea. En la Tabla 3 se muestra un resumen de los escenarios de diseño. Es importante señalar para el mayor nivel del mar se evalúa principalmente la estabilidad de la coraza y el sobrepaso, mientras que para el menor nivel se evaluó la estabilidad del pie de la estructura.

Tabla 3: Escenarios de ensayos del modelo a escala reducida de la escollera

Tramo Nivel (m) Hs (m) Tp (s)

1 +2.0 1.6 11.0

1 +0.5 1.6 11.0

2 +2.0 2.1 11.0

2 +0.5 2.1 11.0

Es importante señalar que para este tipo de estudios, no se evalúan solo los escenarios de diseño sino que se realiza un amplio espectro de ensayos con el fin de cubrir un cierto rango de períodos y alturas de olas. Esto sirve además para contrastar los resultados con modelos empíricos o teóricos.

3.5 Duración de los ensayos

La duración de la solicitación para este tipo de protecciones influye en el daño final resultante. Se observó en los ensayos que si para una duración determinada no ocurre el movimiento de elementos de la coraza, es poco probable que algún desplazamiento se produzca al continuar el ensayo con las mismas condiciones de oleaje. Por el contrario, si la coraza ha sufrido algún desplazamiento en esa instancia, es probable que, al continuar el ensayo, el desarrollo del daño continúe hasta alcanzar eventualmente una situación de equilibrio dinámico.

van der Meer (1990) encontró una clara influencia de la duración de la tormenta sobre la estabilidad del enrocado, lo que se refleja en las ecuaciones de estabilidad que propone, incorporando el número de olas que inciden sobre el talud. Las tormentas de gran duración, causan mayor nivel de daño (van der Meer, 1988).

Con oleaje irregular en una tormenta de larga duración existe mayor probabilidad de que ocurran olas individuales de alturas extraordinarias, que son las responsables del progreso del daño en la coraza. No obstante, las mayores variaciones en la forma del perfil se producen con la incidencia de entre


América Latina

9 of 15

1000 y 3000 olas. En ese estado, el perfil de la estructura adquiere una condición “dinámicamente estable” debido a que la nueva forma es más favorable.

En base a las consideraciones expuestas, para la modelación física se adoptó una condición de ensayo de 2500 olas. Este número de olas representa para el período medio de diseño, Tm = 8.6 s., un temporal de 6hs de duración. Con las escalas adoptadas, la duración de cada escenario en el modelo es del orden de 1.5hs.

3.6 Metodología de ensayos

Los ensayos tuvieron por objeto evaluar la estabilidad de la coraza delantera, coraza trasera, coronamiento y pie de apoyo. Se evaluó además el caudal medio de sobrepaso. El procedimiento metodológico consistió en solicitar a la escollera por medio de escalones crecientes de carga (distintas alturas de ola, incluyendo el valor de diseño) durante un cierto tiempo para el período de diseño. Al cabo de esa duración se observó el comportamiento de la sección estudiada, determinándose el movimiento de los elementos de coraza y enrocado del pie de apoyo. Si aún no se hubiera producido daño se continuó con un escalón de carga inmediato superior. En particular, la diferencia entre cada escalón de carga fue de unos 2 cm de altura de ola en el modelo. La determinación del daño, se realizó por medio de una comparación entre las topografías antes y después de la acción del oleaje.

4. RESULTADOS Y DISCUSIÓN A lo largo de un conjunto de ensayos, se observó que la coraza fue estable para la condición de diseño con valores de daño poco significativos, inclusive menores que el daño tolerable, por lo que puede concluirse que las secciones transversales estudiadas verifican satisfactoriamente la condición de proyecto.

Los resultados obtenidos en el estudio de la estabilidad de la coraza mostraron muy buena concordancia con modelos empíricos para distintos niveles de daño. En la Figura 9 se presenta una comparación entre las curvas empíricas (ver ecuaciones 4 y 5) y los valores de daño observados en el presente estudio. Notar que los valores observados se alinean según las curvas de igual período, los cuales corresponden a distintos escenarios evaluados.

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

2 2,5 3 3,5 4 4,5 5

ξΡ

H ∆D

S = 2

S = 4

S = 6

sin daño

2< S <4

4 < S < 6

S > 6

T = 7.5s

T = 8s

T = 8.5s

T = 9s

Figura 9: Curvas de estabilidad de una coraza de enrocado y valores observados en la

modelación de la escollera para los tramos 1 y 2

Con el fin de analizar la calidad de los resultados obtenidos se realizó una correlación entre valores teóricos (según las ecuaciones 4 y 5) y los valores medidos en modelo. En la Figura 10 se graficó la relación Hs/∆D, la cual indica la resistencia del elemento. Se observa que los valores medidos tienden a ser más resistentes (curva de tendencia medida tiene está a la derecha de la teórica). Esto podría ser a causa de un aumento de las fuerzas de arrastre respecto a las fuerzas de inercia medida que la escala del modelo decrece. En efecto las fuerzas del oleaje que actúan sobre las unidades de la coraza en modelos a escala reducida son mayores que las que actúan en modelos de mayor escala


América Latina

10 of 15

(Sakakiyama y Kajima, 1990). Como consecuencia, los estudios en escala reducida dan criterios de estabilidad conservativos.

1.00

1.20

1.40

1.60

1.80

2.00

2.20

2.40

2.60

1.00 1.20 1.40 1.60 1.80 2.00 2.20 2.40 2.60

Hs/∆D (medido)

Hs/∆

D (t

eóri

co)

Valores medidos Curva teórica Tendencia del modelo

Figura 10: Correlación entre valores medidos y teóricos sobre la estabilidad de la coraza

Paralelamente al estudio de la estabilidad de la coraza se observó la estabilidad del pié de la estructura. Los resultados de los ensayos mostraron que para olas de menor altura la influencia sobre la forma del perfil del pie no es significativa. A medida que la altura de ola fue incrementada, los efectos sobre la geometría del perfil del pie resultaron mayores. En efecto, el perfil perdió la parte horizontal original. No obstante, a lo largo de los ensayos las deformaciones observadas sobre el pie no afectaron la estabilidad general del talud de la escollera. En la Figura 11 se muestra el estado final del pie de la estructura para uno de los ensayos efectuados, donde se observa la variación del perfil original.

El comportamiento del pie de apoyo descrito anteriormente motivó que, más allá de que en el modelo las deformaciones no tuvieron consecuencias observables sobre la coraza, se recomendara la modificación de su diseño, de modo de asegurar que el mismo tuviera sólo deformaciones mínimas para las condiciones de oleaje de diseño adoptadas. Los factores que contribuyeron a recomendar una modificación de la geometría del pie de apoyo son las incertezas sobre el comportamiento del pie de apoyo sobre el manto de arena, que es un aspecto que en los ensayos en el modelo físico no está necesariamente bien representado.

En efecto, la interacción a largo plazo con el manto de arena sobre el que se asienta el pie de apoyo, la existencia de corrientes longitudinales (debido a la marea y el tránsito de buques), el efecto de dragados de mantenimiento del canal, etc., son todos factores que no se pueden cuantificar ni incorporar en el modelo realizado. Consecuentemente, con el fin de reducir dichas deformaciones, el proyectista introdujo una modificación en el diseño del pie de apoyo que consistió en el incremento del peso de la piedra que lo constituye acompañado de una extensión del ancho del mismo. Para el tramo 1 el peso de la piedra pasó de 150kg a 250kg, y para el tramo 2 el peso de la piedra aumentó de 200kg a 350kg.

Luego de una serie de ensayos se observó que las deformaciones en el pie se redujeron notablemente respecto del diseño original. Para el tramo 1 la pendiente del pie se modificó levemente en la zona extrema. Para el tramo 2 los resultados obtenidos son similares a los del tramo 1, aunque


América Latina

11 of 15

la reducción de la deformación es levemente menor. En las Figuras 12 y 13 se presentan dos resultados de los ensayos realizados con un nivel de bajamar para evaluar la estabilidad del pie.

Figura 11: Estado final del pie de la estructura con su diseño original para uno de los

escenarios ensayados

Figura 12: Variación del perfil del pie de la estructura para el tramo 1.

Figura 13: Variación del perfil del pie de la estructura para el tramo 2.

Zona de deformación

Zona de deformación


América Latina

12 of 15

Estos resultados se compararon con el estudio realizado por van der Meer (1996) sobre estabilidad del pie de escolleras. En la Figura 14 graficó la curva teórica según la Ecuación 6. Los puntos representan los valores resultantes del modelo, los cuales son función del peso de la piedra, la altura de ola para cada tramo y el valor del parámetro daño Nod. Se observa que los valores del diseño original son próximos a la curva teórica pero se encuentran por debajo de lo recomendado, mientras que los valores modificados se encuentran por arriba del valor propuesto, lo cual concuerda con los resultados obtenidos del daño en el pie de la estructura ya que las deformaciones se redujeron al mínimo para las condiciones de oleaje de diseño.

1

1.5

2

2.5

3

3.5

1 2 3 4 5 6ht/Dn50

(Hs/∆

Dn5

0) *

Nod

-0.1

5

teórico tramo 1 tramo 2

Figura 14: Curva de diseño del pie de la escollera y valores del modelo.

Finalmente se evaluó el caudal medio de sobrepaso habiéndose establecido que para las condiciones de diseño el mismo se mantuvo muy por debajo del valor admisible de 50 l/s/m recomendado para este tipo de estructura (CEM, 2001). En la Figura 15 se presentan los resultados experimentales de caudal de sobrepaso en valores de prototipo.

Se realizó también una comparación con los modelos de sobrepaso presentados en la Tabla 1. El modelo que mejor ajusta los resultados obtenidos es el de Bradbury – Allsop (Figura 16). Se observa en el gráfico que los resultados experimentales generalmente presentan valores de sobrepaso menores a los teóricos, por tanto la curva de sobrepaso medida se encuentra a la derecha de las curvas predichas. Esto podría deberse a que los modelos de predicción utilizaron durante su desarrollo estructuras más impermeables que la estructura evaluada en este estudio, por tanto permiten una mayor trepada de la ola y por consiguiente mayor sobrepaso. Es decir, la mayor porosidad del conjunto reduce la trepada de la ola, por tanto reduce el caudal de sobrepaso medio.

Valores para el Diseño original

Valores para el Diseño Modificado


América Latina

13 of 15

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 2.2 2.4 2.6 2.8 3

Hs[m]

q [li

tros

/seg.

m]

Datos Medidos curva de tendencia

Figura 15: Caudal de sobrepaso observado en el modelo para distintas alturas de ola

0.0E+00

2.0E-06

4.0E-06

6.0E-06

8.0E-06

1.0E-05

1.2E-05

1.4E-05

1.6E-05

0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8

R[-]

Q[-]

Bradbury y Allsop Datos Medidos curva de tendencia

Figura 16: Curvas de sobrepaso para el modelo Bradbury y Allsop contrastado con el caudal

de sobrepaso observado en el modelo

5. CONCLUSIONES Se ha presentado el proyecto de reconstrucción de la escollera de abrigo a la dársena de submarinos de Mar del Plata y su evaluación mediante modelo físico bidimensional. La modelación permitió evaluar aspectos estructurales y funcionales con el fin de optimizar el diseño final de la estructura.

El estudio de la estabilidad de la coraza de protección del talud externo mostró que para la condición de diseño, los valores de daño fueron poco significativos, inclusive menores que el daño tolerable, por lo que puede concluirse que las secciones transversales estudiadas verifican satisfactoriamente la condición de proyecto. Además los resultados obtenidos, mostraron muy buena concordancia con modelos empíricos.

El comportamiento del pie de apoyo observado a lo largo de los ensayos iniciales, motivó que, más allá de que en el modelo las deformaciones no tuvieron consecuencias observables sobre la coraza de la escollera, se recomendara la modificación de su diseño, de modo de asegurar que el mismo tuviera sólo deformaciones mínimas y en consecuencia asegurar la estabilidad de la coraza de protección del talud.

Conforme a ello el proyectista rediseñó esa parte de la estructura modificando el tamaño de piedra que conforma el pie de apoyo y el ancho del mismo, lo que permitió satisfacer la condición de mínima deformación para las condiciones de diseño. Esto pone de manifiesto la importancia de los modelos físicos como herramienta complementaria para el diseño de obras.


América Latina

14 of 15

Con respecto al caudal medio de sobrepaso, las determinaciones experimentales permitieron la cuantificación del mismo, habiéndose establecido que para las condiciones de diseño se mantuvo muy por debajo de los valores admisibles recomendados por la literatura para este tipo de estructura.

6. REFERENCIAS Coastal Engineering Manual, (2001). Fundamentals of design. Chapter 5 – Part VI.

Oumeraci, H., (1985). “Scale Effects in Coastal Hydraulic Models”. International Conference of Scale Effects. IAHR.

Sakakiyama, T. y Kajima, R. (1990) “Scale Effect of Wave Force on Armour Units”. Proceedings of the 22th International Conference on Coastal Engineering, ASCE. Vol.2, pp. 1716-1729

Tirindelli, M.; Lamberti, A.; Paphitis, D.; Collins, M.; Vidal, C.; Hawkins, S.; Moschella, P.; Burchart, H.; Sánchez-Arcilla, A. (2000). Action on Rubble Mound Breakwater: The Problem of Scale Effects. DELOS EVK3-CT-2000-00041

van der Meer, J.W., (1988). Rock slopes and gravel beaches under random wave attack. PhD-thesis, Delft University of Technology.

van der Meer, J. W., (1990). Rubble Mounds. Recent modifications. Handbook of Coastal and Ocean Engineering. Vol. 1.

van der Meer, J. W.; d´Angremond, K. y Gerding, E. (1996). “Toe structure stability of rubble mound breakwaters” Advances in coastal structures and breakwater. Thomas Telford, London


América Latina

15 of 15

PALABRAS CLAVES Obra de Abrigo

Escollera

Modelo físico

Estabilidad de la coraza

Estabilidad del pie

Sobrepaso del oleaje

Puerto de Mar del Plata

KEYWORDS Breakwater

Jetty

Physical model

Armour unit stability

Stability of rubble mound breakwater toes

Wave Overtopping

Mar del Plata Port

ESCOLLERA DE ABRIGO A LA DÁRSENA DE … Raúl... · ingresa al mismo mediante una escollera...

Documents

Transcript of ESCOLLERA DE ABRIGO A LA DÁRSENA DE … Raúl... · ingresa al mismo mediante una escollera...