Proyecto Basico de Un Buque Portacontenedores

Proyecto básico de un buque portacontenedores

Facultad de Náutica de Barcelona

Santiago Ferrer Mur I.T.N.S.P.S.B 21/06/11


Santiago Ferrer Mur Página 2

Índice:

Motivaciones: ................................................................................................................................ 5

Especificaciones del proyecto: ...................................................................................................... 6

1. DISEÑO Y FORMAS: ................................................................................................................... 7

1.1 Cálculo de las dimensiones principales: .............................................................................. 7

1.2 Aproximación a la velocidad ideal del buque: .................................................................... 9

1.3 Establecimiento de los parámetros principales de forma y derivación de formas: ............ 9

1.4 Determinación del coeficiente de bloque: ........................................................................ 14

1.5 Determinación del coeficiente de la sección media: ........................................................ 16

1.6 Determinación del coeficiente prismático: ....................................................................... 19

1.7 Determinación coeficiente de flotación: ........................................................................... 20

1.8 Determinación de la posición longitudinal del centro de carena: .................................... 21

1.9 Determinación de la longitud del cuerpo cilíndrico: ......................................................... 22

1.10 Aproximación de los parámetros calculados a los del diseño: ....................................... 22

1.11. Diseños favorables de las zonas de proa y popa: ........................................................... 23

1.12 Simulaciones hidrodinámicas y adecuación de las líneas: .............................................. 24

2. Determinación de la potencia propulsora: ............................................................................. 26

2.1. Cálculo de la resistencia de origen viscoso Rv: ................................................................ 27

2.2. Cálculo de la resistencia de los apéndices Rap: ............................................................... 28

2.3. Cálculo de la resistencia por formación de olas Rw que tiene en cuenta la resistencia del

bulbo: ...................................................................................................................................... 29

2.4. Calculo de la resistencia de correlación modelo-buque que tiene en cuenta la rugosidad

del casco y la resistencia de aire, (J.Holtrop y G.G.J. Mennen, International Shipbuilding

Progress 1982): ........................................................................................................................ 30

2.5. Estimación del coeficiente de estela: ............................................................................... 31

2.6. Estimación del diámetro de la hélice propulsora: ............................................................ 32

2.7. Estimación del coeficiente de succión: ............................................................................ 33

2.8. Estimación del coeficiente rotativo relativo: ................................................................... 34

2.9. Estimación del rendimiento total: .................................................................................... 35

2.10. Otras consideraciones: ................................................................................................... 35

2.11. Elección de la planta propulsora y la hélice: .................................................................. 38

2.11.1. Elección de la hélice: ............................................................................................... 38

2.11.2. Elección de la planta propulsora: ............................................................................ 40

3. El proyecto del timón: ............................................................................................................. 42



3.1. Área del timón: ................................................................................................................. 42

3.2. Huelgos entre la hélice y el timón: ................................................................................... 43

3.3. Relación de aspecto: ........................................................................................................ 43

3.4. Compensación: ................................................................................................................. 44

3.5. Potencia de giro de la pala: .............................................................................................. 44

3.6. Maniobrabilidad: .............................................................................................................. 44

3.6.1. Diámetro de giro: ...................................................................................................... 44

3.6.2. Diámetro de evolución: ............................................................................................. 44

3.6.3. Avance: ...................................................................................................................... 45

3.6.4. Facilidad de parada: .................................................................................................. 45

3.6.5. Cálculo de los empujadores transversales: ............................................................... 45

4. Desplazamiento: ...................................................................................................................... 46

4.1. Peso en rosca y su centro de gravedad: ........................................................................... 46

4.2. Volúmenes y superficies de los espacios de carga: .......................................................... 49

4.2.1. Pique de proa: ........................................................................................................... 49

4.2.2. Eslora pique de popa: ................................................................................................ 50

4.2.3. Cámara de máquinas: ................................................................................................ 50

4.2.4. Doble fondo: .............................................................................................................. 50

4.2.5. Cálculo del número de contenedores y su posible disposición: ............................... 50

5. Estabilidad del buque intacto: ................................................................................................. 56

5.1. Estabilidad inicial: ............................................................................................................. 56

5.2. Estabilidad a grandes ángulos de escora: ........................................................................ 56

Anexos: ........................................................................................................................................ 60

Fuentes bibliográficas: ................................................................................................................ 74



Motivaciones:

La realización de este proyecto ha sido escogida a conveniencia personal, ya que su realización

implicaba, no solo la aplicación de los conceptos obtenidos a lo largo de la carrera en lo

relativo al diseño de buques, si no su adecuación a los buques mercantes, los cuales implican

una complejidad añadida frente a embarcaciones sencillas, así como la estructuración y

asentamiento de dichos conceptos.

El diseño de un buque mercante implica el uso de métodos aproximativos de cálculo de

resistencias distintos a los empleados hasta el momento, a saber, la serie sistemática de Delft.

En este caso se emplea el método de Holtrop, de mayor complejidad que el anteriormente

mencionado, y que implica familiarizarse con nuevos conceptos.

La elección del tipo de buque en un buque portacontenedores tiene su motivación en la

importancia que viene adquiriendo el transporte marítimo en contenedor, siendo estos

buques, por otra parte, muy interesantes en su concepción hidrodinámica, debido a las

velocidades con que navegan.

El interés de este proyecto frente a otros proyectos similares radica, principalmente, en que no

se había realizado anteriormente sobre un buque portacontenedores, así como en la

diversidad de los elementos abordados.



Especificaciones del proyecto:

· Tipo de buque: portacontenedores

· Capacidad de carga: 4216 TEU

· Peso muerto: 39221 t

· Sociedad de clasificación: Det Norske Veritas

· Reglamentos: SOLAS, Convenio Líneas de Carga

· Velocidad: 25 nudos al 85% MCR en pruebas

Consideraciones sobre las especificaciones:

El buque requerido es un portacontenedores celular, por lo que dispondrá de estas guías para

agilizar las operaciones de carga y descarga, tanto en la parte inferior como superior de las

escotillas. No se especificará aquí que número de estas escotillas irán adaptadas a las

diferentes medidas homologadas de contenedores, realizándose un cálculo de capacidad de

carga geométrica en “slots” de 1TEU (20’ x 8’ x 8,5’).

Por otra parte no se ha especificado una ruta determinada, por lo que no se contemplan

limitaciones con respecto a las medidas máximas, asumiendo a su vez que los puertos que

visite estarán dotados de los medios técnicos e infraestructura necesarios para llevar a cabo

las operaciones de carga y descarga, por lo que no se dota al buque de medios propios.



1. DISEÑO Y FORMAS:

1.1 Cálculo de las dimensiones principales:

Para determinar las medidas principales a partir de las que se iniciará el diseño, se han tomado

24 buques reales de características muy similares y se han realizado regresiones relacionando

las medidas principales.

Esta alternativa se presentaba más interesante y fiel que partir de unas dispersiones genéricas

de las que se pueden obtener en diversas publicaciones. Esto es debido, principalmente, a que

esta comparativa ha sido realizada mediante un grupo muy homogéneo de buques,

atendiendo a las características concretas del buque objetivo.

Los datos de los buques comparados, obtenidos del Lloyd’s Register of Ships 2007-2008, se

presentan en la siguiente tabla:

DWT L B T D TEU P(kW) V(kn)

GENOA BRIDGE 67197 262 40 12,5 24 5576 57222 25

GRASMERE MAERSK 62007 277 32,35 13,52 21,7 4338 43070 24,2

GREENWICH MAERSK 62441 277 32,35 13,52 21,7 4338 43070 24,2

HANJIN ATHENS 68819 265 40,3 14 24,1 5618 54946 26,3

HANJIN BASEL 68200 265 40,3 14,02 24,57 5752 54900 26,3

HANJIN BRUSSELS 68790 265 40,3 14 24,1 5618 54946 26,3

HANJIN CHICAGO 68037 265,24 40,3 14,02 24,57 5752 54900 26,3

HYUNDAI CONFIDENCE 68250 263 40 14,02 24,2 5680 54809 25,6

HYUNDAI DOMINION 80550 292 40 14 24,2 6479 65930 26,4

HYUNDAI GLORY 63404 282 32,22 13,5 21,85 4648 43920 25

HYUNDAI NATIONAL 80494 292 40 14 24,2 6479 65930 26,4

KUALA LUMPUR EXPRESS 66781 283 32,3 13,57 21,8 4843 40059 24

LARS MAERSK 62994 252,4 37,4 14 21,35 4045 45760 24

LAURA MAERSK 63200 252,4 37,4 14,02 21,35 4045 45700 24

LONG BEACH BRIDGE 67164 262 40 14,02 24 5576 60390 25

LT UNICA 63216 268 40 12,7 24,2 5652 48635 25

LUNA MAERSK 63395 252,4 37,4 14,02 21,35 4045 45700 25

MAERSK DARMSTADT 68187 283,2 32,2 13,5 21,6 4992 41107 23,8

MAERSK DENVER 66983 283,2 32,2 13,65 22,1 5043 51480 25,5

MAERSK GARONNE 61636 277 32,3 13,52 21,7 4318 45675 24,2

MOL ADVANTAGE 66532 265,7 40 14,02 24 5896 54840 25,7

MOL EFFICIENCY 63160 282 32,2 13,5 21,85 4646 49410 25,5

MSC ALYSSA 61487 258,2 32,2 13 19 4315 32423 23,5

MSC ANS 68307 283 32,2 13,5 21,6 5059 41107 24,3

En este tipo de buques, las dimensiones y número de contenedores que quieran ser

transportados determinan las dimensiones principales. Esto es debido a las medidas

estandarizadas de los contenedores TEU(20 pies) y FEU(40 pies), colocados en las bodegas



generan unas dimensiones concretas debido a la naturaleza de estos buques, buques de

volumen, en los que el peso de la carga no es el condicionante.

Es por ello que para el cálculo de las dimensiones principales se emplean regresiones

atendiendo al número de contenedores en TEUS que son capaces de transportar. Este

procedimiento se presenta más preciso que el que relaciona el peso muerto, debido a que la

dimensión y número de contenedores impone unas características dimensionales que no van

directamente relacionadas con el peso muerto.

· En primer lugar se realiza el cálculo de la manga en función del número de TEUS. El

hecho de comenzar por la manga es debido a que su regresión se presenta más precisa

que la de la eslora, por lo que esta vendrá de posteriores relaciones. (Anexo 1.1):

· Se continúa con una relación entre número de TEU y toneladas de peso muerto. El

realizarlo en este orden es debido a que la regresión se presenta más precisa. (Anexo

1.2):

· Determinado el peso muerto, se puede establecer una relación más precisa para

determinar la eslora. En este caso, la relación entre pesos muertos y esloras. (Anexo

1.3):

· Para determinar el puntal se emplea también una regresión entre puntal y capacidad

en TEU de la siguiente forma (Anexo 1.4):

· En último lugar se halle al calado que, a pesar de ser esta una regresión poco precisa,

es la que mejor se ajusta. De cualquier manera el calado podría verse modificado en

posteriores cálculos. (Anexo 1.5):



· Por tanto quedan las siguientes medidas principales, así como sus relaciones

adimensionales:

Medidas (m)

Coeficientes

L 275,87 L/B 7,017807174

B 39,31 L/D 11,69436202

T 13,78 B/D 1,666384061

D 23,59 B/T 2,852685051

DWT 69847,89 T/D 0,584145825

1.2 Aproximación a la velocidad ideal del buque: A continuación se pasa a calcular la velocidad ideal del buque atendiendo a los parámetros de

las tablas, para determinar así otros coeficientes, el número de Froude y otros cálculos

posteriores. Para ello se realiza una regresión relacionando velocidades con mangas, por ser

esta una dispersión más precisa que la de esloras. (Anexo 1.6):

Se puede observar que es una velocidad aceptable y muy en concordancia con la media de los

datos obtenidos en la tabla inicial.

1.3 Establecimiento de los parámetros principales de forma y derivación de

formas:

El proceso de dimensionamiento concluye con la selección del conjunto de dimensiones

principales y coeficientes de la carena que definen un buque. Para este caso se determinan las

siguientes características principales:

· Eslora entre perpendiculares: LWL

· Manga: B

· Calado: T

· Coeficiente de bloque: Cb

· Coeficiente prismático: Cp

· Coeficiente de la maestra: Cm

· Coeficiente de la flotación: Cwp

· Posición longitudinal del centro de carena: XB

· Longitud del cuerpo cilíndrico: LCC

Para realizar un estudio más gráfico y aproximado, se comienza a realizar un diseño de las

formas del casco, así como del resto de sus elementos. Se parte de la base de un diseño que se

considera similar, y que se irá adecuando y modificando a las características concretas del

buque a proyectar.

La definición de las formas del buque se realizará por tanto de las siguientes maneras:



· Derivando las formas a partir de un modelo considerado hidrodinámicamente bueno.

· Generación de formas utilizando métodos de transformación paramétrica.

· Mediante la utilización de series sistemáticas.

En una primera aproximación se muestra la imagen del diseño actual del casco, previa

realización de esta primera modificación. En ella se observan dos vistas laterales, mostrando el

fondo y el volumen interior. Puede observarse que el diseño del casco atiende al de un buque

rápido, con formas voluminosas en su obra muerta y formas vivas y penetrantes en la obra

viva. Tiene también bulbos en proa y popa que mejoran su avance:



El buque inicial tiene los siguientes parámetros hidrostáticos:

Displacement 34676,017 tonne

Volume 33830,26 m^3

Draft to Baseline 10,56 m

Immersed depth 10,666 m

Lwl 192,89 m

Beam wl 32,207 m

WSA 7150,433 m^2

Max cross sect area 322,265 m^2

Waterplane area 4668,922 m^2

Cp 0,544

Cb 0,511

Cm 0,948

Cwp 0,752

LCB from zero pt -97,867 m

LCF from zero pt -105,321 m

KB 6,158 m

KG 0 m

BMt 9,908 m

BMl 270,444 m

GMt 16,066 m

GMl 276,602 m

KMt 16,066 m

KMl 276,602 m

Immersion (TPc) 47,856 tonne/cm

MTc 503,084 tonne.m

RM at 1deg = GMt.Disp.sin(1) 9722,541 tonne.m

Precision Medium 50 stations



Siendo esta su curva de áreas:

La transformación del buque inicial se comienza con la obtención de las medidas principales,

para lo cual se realizan redimensionamientos proporcionales del conjunto, obteniendo los

siguientes valores muy aproximados. Debido a que todavía no procede hacer calibraciones

muy apuradas, estos valores serán ajustados posteriormente.

Quedando actualmente modificado el diseño del casco y esta es su apariencia, en la que se

pueden apreciar deformaciones en la proa y amura, que posteriormente serán corregidas,

sirviendo estas consecutivas representaciones gráficas como ejemplo de las fases por las que

atraviesa el diseño:

Por otra parte, la tabla de hidrostáticas queda actualmente de la siguiente manera, descrita en

los anexos: (Anexo 1.7.1)

Por otra parte, la curva de áreas es la siguiente, descrita en los anexos: (Anexos 1.7.2)



1.4 Determinación del coeficiente de bloque:

El coeficiente de bloque es la relación entre el volumen ocupado por la carena sumergida del

buque y el de un paralelepípedo imaginario circunscrito a esta. Dicho paralelepípedo tiene

como dimensiones rectas; la manga, la eslora y el calado. El coeficiente de bloque tiene una

incidencia muy grande sobre la resistencia a la marcha y sobre la capacidad de carga, y, en

menor medida, sobre la estabilidad, maniobrabilidad y otras consideraciones. Un mayor

coeficiente de bloque da una mayor capacidad de carga a misma eslora, con lo que se consigue

abaratar el precio de construcción del buque. Por otra parte se produce un incremento

notable en la resistencia, por lo que se requieren mayores potencias, redundando en mayores

consumos, o menores velocidades. De cualquier manera se determina un compromiso entre

las características operativas del buque a proyectar, el tipo de carga que transporta, el tiempo

y factor de amortización, pudiendo variar estos valores en función de la demanda.

Para el cálculo del coeficiente de bloque se emplean los procedimientos de Alexander,

Townsin, Schneekluth, Katsoulis y Kerlen, realizando una comparativa posterior a fin de

aumentar la precisión del cálculo.

· En primer lugar, mediante la fórmula de Alexander, se halla el valor de las abcisas para

posterior determinación mediante la gráfica del coeficiente K de Alexander:



Donde:

Viendo que K toma el valor de 1,052, por lo que:

· A continuación se realiza el cálculo mediante la fórmula de Townsin:

Donde:

Por lo que:

· El siguiente cálculo es mediante la fórmula de Schneekluth, resultando:

· A continuación, empleando el método de Katsoulsis:

*Con el factor de corrección para porta contenedores de f=1

· Por último, mediante la fórmula de Kerlen:

· El coeficiente de bloque medio es por tanto:



Se realizan transformaciones paramétricas del casco a fin de conseguir el coeficiente de bloque

obtenido aquí ya que, como se puede observar en la tabla de hidrostáticas anterior, no

cumplen actualmente con las exigencias. Por supuesto estas formas no son válidas,

habiéndose adquirido tras la transformación paramétrica, por lo que posteriormente será

empleado otro procedimiento, siendo, una vez más, esta representación únicamente válida

como ejemplo. La nueva apariencia del casco, habiéndose redondeado las formas de proa y

popa, “llenando” en exceso las líneas en general, queda esta forma descrito en los anexos:

Por otra parte, la tabla de hidrostáticas queda actualmente de la siguiente manera, descrita en

los anexos: (Anexo 1.8.1)

Quedando como sigue su curva de áreas, descrita en los anexos: (Anexos 1.8.2)

1.5 Determinación del coeficiente de la sección media:

Para este cálculo se emplean las fórmulas de Kerlen, del HSVA y de M. Meizoso haciendo una

media entre ambos.

· Cálculo mediante fórmula de Kerlen:

· Cálculo mediante fórmula del HSVA:

· Cálculo mediante la fórmula de M. Meizoso:

· El CM medio es por tanto:

Una vez más se aplican los cambios al diseño actual. Mediante transformación paramétrica y

manteniendo constante el coeficiente de bloque, se varia el valor del coeficiente de

afinamiento de la maestra.

Por otra parte en el aspecto actual del diseño se puede observar cómo ha mejorado el aspecto

general del buque, retomando ligeramente su diseño inicial, aunque adquiriendo unas formas

más “llenas”, aumentando la superficie plana del fondo de la sección central y reduciéndose la

curvatura de los ángulos entre fondo y costados.



De la transformación se obtiene la siguiente tabla de hidrostáticas:


Volume 96182,338 m^3



Lwl 275,128 m

Beam wl 39,31 m

WSA 14280,4 m^2



Cp 0,673

Cb 0,651

Cm 0,975

Cwp 0,872



KB 7,906 m

KG 3,102 m

BMt 11,566 m

BMl 492,525 m

GMt 16,371 m

GMl 497,33 m

KMt 19,472 m

KMl 500,431 m


MTc 1782,087 tonne.m





Siendo esta su curva de áreas:

Se puede observar que difiere bastante de la inicial, se ha producido un incremento del área y

una mayor progresividad en su aspecto. Esto está claramente debido a las variaciones de

coeficientes de formas, principalmente el coeficiente de bloque y, algo menos, el coeficiente

de la mayor. Por otra parte la variación en sus proporciones y calados también tiene influencia.



1.6 Determinación del coeficiente prismático:

El coeficiente prismático se define como la relación entre el volumen de la carena y el de un

cilindro de generatrices horizontales y paralelas a la eslora, que tengan la misma longitud que

el barco, y cuya sección recta sea la cuaderna maestra del mismo.

Según la primera aproximación, calculando Cp mediante la fórmula CB/CM, se obtiene el

primer dato, que posteriormente es comparado con los obtenidos de la gráfica de

H.E.Saunders y de la fórmula de L.Troost.

· Cálculo directo del CP:

· Cálculo mediante aproximación a gráfica H.E.Saunders y posterior comprobación:

En la gráfica inferior se puede observar que el valor entra en el rango, coincidiendo con

el cuarto superior de la zona Fn=0,25



· Cálculo mediante fórmula de L.Troost:

· Resultando una media de:

Debido a que el coeficiente prismático depende, al fin y al cabo, de la relación entre

coeficiente de bloque y coeficiente de la mayor, no puede modificarse sin variar estos, por lo

que la transformación paramétrica no es posible. De cualquier manera, del estudio anterior se

deduce que el valor actual del diseño es muy aproximado, por lo tanto válido. De cualquier

forma, el valor de Cp que se empleará en los cálculos será, para aproximarse a la realidad, el

del diseño.

1.7 Determinación coeficiente de flotación:

A pesar de que el CWP viene condicionado por CB y CM, puede variar ligeramente en función

del diseño de la carena, atendiendo a la curvatura de las secciones de la carena. Para la

determinación del CWP se emplean las fórmulas de Schneekluth y J.Torroja.

· Cálculo del coeficiente de flotación mediante la fórmula para secciones normales de

Schneekluth:

· Cálculo mediante la fórmula de J.Torroja con parámetro G=0 debido a la forma en U

del casco:



1.8 Determinación de la posición longitudinal del centro de carena:

La posición del centro de carena XB es un parámetro importante en la velocidad y afinamiento

del casco. Se debe procurar que el centro de gravedad coincida con este punto, aunque no

siempre es posible debido al reparto de cargas. En la primera aproximación, mediante la

fórmula de L.Troost, se determina XB para que la resistencia a avance sea mínima.

Posteriormente se compara en una gráfica, según MARIN (Holanda), determinando el

porcentaje de desplazamiento positivo del XB desde el centro matemático de la carena.

· Cálculo mediante fórmula de L.Troost:

· Cálculo mediante gráfica propuesta por el canal de experiencias hidrodinámicas

MARIN:

Entrando en la gráfica con el valor de CB de 0,64 en las ordenadas, se observa el

resultado de desplazamiento porcentual del XB en un valor aproximado del -0,8%.

· Valor final calculado de posición del centro de carena:



· Posición medida con respecto a la perpendicular de popa:

1.9 Determinación de la longitud del cuerpo cilíndrico:

De esta medida dependen parte de los costes de fabricación del casco, los cuales se verán

reducidos si dicha medida es mayor. La longitud del cuerpo cilíndrico depende del llenado de

las formas del casco y su resultado expresa un porcentaje con respecto al LWL total, en una

fórmula de aproximación a una tabla de consideraciones hidrodinámicas (A. Lindblad,

Chalmers University):

Por lo que la longitud del cuerpo cilíndrico es:

Se puede apreciar tras este cálculo que es un valor inapreciable con respecto a la eslora del

buque, por lo que, al contrario de un buque de formas “llenas” no existe un cuerpo cilíndrico

destacable. De ahí que observando el diseño no se aprecie y punto claro en que se detenga la

curvatura que define el plano del fondo, así como tampoco de los costados.

1.10 Aproximación de los parámetros calculados a los del diseño: Debido a que anteriormente, por evitar una precisión excesiva que podría perderse en

posteriores modificaciones, las medidas principales del casco fueron simplemente

aproximadas, se procede a su corrección. Esta se lleva a cabo una vez más variando las

proporciones en la relación adecuada y siempre procurando mantener el resto de parámetros

intactos.

· Se ha eliminado la deformación que se había generado en las líneas de costado de la

sección de proa así como de popa. Esto se ha realizado desplazando verticalmente los

puntos de control superiores en plano transversal, lo que ha redundado en una

reducción del francobordo.

· Se ha ajustado el calado desplazando verticalmente la pieza completa.

· Se han ajustado, mediante transformación paramétrica, los valores de posición del

centro de carena, coeficiente de la maestra y coeficiente de bloque, redundando en un

aumento del coeficiente prismático a la par que un aumento del volumen desplazado.

· Se ha reajustado el coeficiente de la maestra que quedaba en un valor de 0,986,

debido a que generaba un volumen desplazado excesivamente elevado a la par que

comprometía en exceso la hidrodinámica del casco. El resultado ha sido un aumento

del coeficiente prismático a la vez que una reducción del volumen desplazado. Las



formas han mejorado ligeramente, quedando el coeficiente de la maestra en un valor

de 0,961, considerándose muy similar al calculado, a saber, 0,976.

El diseño del casco queda con el aspecto, que sigue siendo incorrecto, descrito en anexos:

(Anexo 1.11.1)

Los resultados en la tabla de hidrostáticas son los descritos en anexos: (Anexo 1.11.2)

La curva de áreas también ha variado, adquiriendo una tendencia en la entrada que se

asemeja a la inicial, quedando de la forma descrita en anexos: (Anexos 1.11.3)

1.11. Diseños favorables de las zonas de proa y popa:

La mayor influencia hidrodinámica de las formas se encuentra en los extremos de popa y proa,

siendo estos, normalmente, zonas inútiles para la estiba y manejo de la carga.

En el bulbo de popa se disponen el propulsor y el timón, por lo que su diseño afecta al

rendimiento propulsivo y a la maniobrabilidad, lo que en conjunto también influye en la

capacidad de evolución del buque. Las formas de popa deben proyectarse para estabilizar el

flujo previamente a su paso por la hélice. Las líneas sumergidas del casco, en especial las zonas

planas, generan un flujo enrarecido reduciendo la homogeneidad del campo de flujos en la

estela. Generando las formas apropiadas para redistribuir el flujo, así como dando una

separación correcta de las palas de la hélice a las zonas planas del casco, se reducen las

vibraciones y cavitación. Esta zona debe también considerar el diámetro de diseño de la hélice,

debiendo dar cabida a esta además de los huelgos previamente considerados.

Otro parámetro fundamental es la inmersión de la hélice. Se debe garantizar la inmersión de la

hélice suficiente para todas las situaciones de navegación del buque, considerándose la menos

favorable aquella en que el buque arriba en lastre y con un 10% de los consumos. En este caso

la inmersión debe ser de un mínimo de 0,1 del diámetro de la hélice sobre su punto mas alto.

La inmersión correcta de la hélice evita fenómenos de ventilación, así como de campos de

presiones excesivamente descompensados.

En buques con alto coeficiente de bloque y de una hélice, es conveniente, a pesar del aumento

de resistencia que causa la existencia de protuberancias en las partes bajas de las formas de

popa, la colocación de un bulbo de popa. Esto uniformiza y regulariza el flujo de agua a la

entrada de la hélice, retrasando el desprendimiento de la capa límite, aumentando el

rendimiento del propulsor al mejorar la distribución de la estela.

La zona de proa depende del coeficiente de bloque, pudiendo ser lanzada o vertical en función

de que las formas sean finas o llenas respectivamente. Por otra parte debe prestarse atención

al ángulo de entrada, en la línea de entrada de la flotación al calado del proyecto, definido por

la fórmula (Edward V. Lewis, SNAME):

*Entendiéndose un trimado igual a cero.



Por otra parte el abanico de la parte superior se estudia a fin de prevenir el incremento de

resistencia por olas rompientes, así como rociones en las zonas de maniobra de proa.

La decisión sobre la conveniencia de un bulbo es parte del proceso de diseño, siendo un

elemento crítico ya que, de su buen diseño, el cual es específico para cada buque, depende la

mejora del comportamiento y prestaciones. En caso de estar mal diseñado produciría un

incremento de la resistencia indeseable.

Un bulbo adecuadamente diseñado proporciona una disminución del tren de olas generado,

por lo que disminuye la resistencia por formación de olas, amortigua la resistencia parasitaria

por olas rompientes y produce un flujo plano en la proa reduciendo la resistencia residual

viscosa. Por otra parte produce un aumento inevitable en la superficie mojada por lo que

aumenta la resistencia de fricción.

Por tanto la aplicación de un bulbo es positiva siempre que la suma de las reducciones de las

resistencias por formación de olas, por olas rompientes y residual, superen el aumento de la

resistencia de fricción.

Se pueden catalogar los bulbos de proa en tres tipos, según su forma:

· Bulbos tipo delta: concentran el volumen en la parte baja y se consideran apropiados

para buques con grandes variaciones de calado. Reduce su efecto a medida aumenta

el calado y produce malos resultados en navegaciones con calados reducidos y mala

mar.

· Bulbos elípticos y circulares: apropiados para buques que navegan habitualmente en

condiciones de mala mar.

· Bulbos tipo nabla: concentran el volumen en la parte alta y se consideran apropiados

en buques que navegan en dos situaciones de calado claramente diferenciadas. Dan

buenos resultados en mala mar.

1.12 Simulaciones hidrodinámicas y adecuación de las líneas: Del casco obtenido con las medidas más fieles posibles, se realizan unas simulaciones,

obteniendo los patrones de olas que genera.

Para realizar esta tarea se comienza haciendo una simulación del casco original, utilizando el

programa Hullspeed (Formation Design Systems Pty Ltd), extrayendo datos y comparaciones

con respecto al diseñado. Para dicha tarea, se importa el diseño de Maxsurf, aplicándole los

criterios de análisis por velocidad o, en este caso, por número de Froude, a partir del cual el

programa determina automáticamente la velocidad del casco. Se consigue mediante este

programa, no solo la simulación, si no el cálculo de la resistencia así como de la potencia

mediante el método de J.Holtrop, aunque este ha sido realizado manualmente por presentarse

más interesante a nivel conceptual. Cabe señalar que para conseguir simulaciones

equivalentes, debido aquí a la diferencia de esloras entre modelo inicial y final, se realizan los

ensayos a igualdad de Número de Froude, a saber; 0,25.



Del patrón de olas del modelo original se extraen los siguientes datos, en planos de planta y

perfil, pudiéndose observar en anexos: (anexos 1.12.1 y 1.12.2, respectivamente)

Por otra parte se simula ahora el casco modificado, pudiéndose observar que la entrada en

proa ha variado con respecto a la original, quedando redondeada y reduciéndose la acción del

bulbo. Por otra parte, en la popa se genera otro patrón de salida, apreciable en anexos: (anexo

1.12.3)

En la vista de perfil se observa como se ha generado una ola mucho mayor, en especial a la

entrada en la proa, perdiendo por tanto potencia en concepto de resistencia por formación de

olas. Se aprecia por otra parte que el bulbo no está generando el mismo tipo de ola que

inicialmente, por lo que esta nace en los costados generando un patrón distinto al original, una

vez más en anexos: (anexo 1.12.4)

Las formas resultantes mediante transformación paramétrica no son correctas, debido a que,

tal como se ha visto antes, la variación del coeficiente de bloque por este método, produce

cambios perjudiciales en las formas de proa y popa, es especial en el bulbo. Esto último se ha

podido comprobar tras las simulaciones. Por tanto, se realizan modificaciones en el casco,

procurando adecuarlo al original de la siguiente manera:

· Se reinicia la transformación paramétrica del caco, esta vez variando calado, eslora y

manga mediante transformación y no mediante proporción o desplazamiento de la

pieza.

· Se aumentan 30m de eslora desplazando las mitades de proa y popa dese un volumen

cilíndrico central, de manera tal que se aumenta el coeficiente de bloque, no

quedando todavía ajustado totalmente.

· Se aumenta ligeramente el coeficiente de la mayor manualmente, lo que redunda en

una menor deformación de los ángulos de proa y popa al variar el coeficiente de

bloque.

· El coeficiente de bloque no se modifica antes, si no después de modificar el calado, lo

que resulta en otro tipo de formas tras la transformación, comprometiendo menos el

ángulo de entrada en la proa y, en especial, la forma y longitud del bulbo de proa. La

transformación paramétrica para este aumento supone solo una parte del total

necesario.

· La mayor parte del aumento del coeficiente de bloque se realiza de forma manual,

ajustando las formas del buque, principalmente del volumen central.

· Se ha obtenido un ángulo cerrado en la popa, similar al del modelo inicial, gracias al

cambio en los procedimientos tanto de ajuste de calado como de aumento del

coeficiente de bloque.

· Los bulbos de proa y popa, así como los ángulos de entrada y salida, no han sufrido

cambios sustanciales por lo que se entienden hidrodinámicamente eficientes.



De la simulación de este nuevo casco se obtienen los siguientes resultados:

Se puede observar en esta vista que los ángulos de entrada y salida ya se asemejan a los del

modelo original. Es destacable el ángulo de salida en la popa, ahora cerrado, que modifica una

vez más el patrón de olas en su salida, quedando muy similar al original, ver anexos: (anexo

1.12.5)

En la vista de perfil se observa como el patrón de olas a lo largo de la eslora ha aumentado

ligeramente, pero se ha reducido en su entrada por los costados, manteniendo el empuje

vertical del bulbo de proa, ver anexos: (Anexo 1.12.6)

Quedando definido el diseño del buque como sigue:

El aspecto del diseño, visible en anexos: (anexo 1.13.1)

Tabla de hidrostáticas, visible en anexos: (Anexo 1.13.2)

Curva de áreas, visible en anexos: (Anexo 1.13.3)

2. Determinación de la potencia propulsora:

Se trata aquí de determinar la potencia requerida en la planta propulsora, la cual viene

determinada por unos parámetros básicos amén de otras interacciones que no se tendrán en

cuenta en este estudio por falta de medios, a saber, el número de propulsores y las

interacciones de los flujos de la hélice en la carena así como la naturaleza de los flujos

alterados que atraviesan la hélice. El ángulo de caída de las palas de la hélice, el que sea o no

de paso ajustable, amén de otros parámetros del diseño de esta, redundan en el rendimiento

de la hélice.

Para el cálculo de la resistencia al avance se emplea el método de J.Holtrop y G.G.J.Mennen

como sigue:

Obtenida la potencia desarrollada por el propulsor, se calcula los rendimientos y coeficientes

que le preceden para así obtener una aproximación de la potencia mínima necesaria en el

motor.



2.1. Cálculo de la resistencia de origen viscoso Rv: La resistencia de origen viscoso depende de la resistencia de fricción así como del factor de

formas del casco.

El factor de forma genera un factor correctivo a partir del análisis de las formas y superficies

sumergidas y su interacción con el fluido.

Por otra parte, la resistencia de fricción depende de los siguientes factores:

· Eslora: El aumento de la eslora puede redundar en una menor resistencia de fricción

siempre que su aumento se realice a igualdad de superficie mojada. Esto es una

consecuencia de la fórmula de la ITTC para el cálculo del coeficiente de fricción,

descrita más abajo, ya que el aumento de la eslora produce un aumento del número

de Reynolds, disminuyendo el valor del coeficiente.

· Velocidad: de la propia fórmula se extrae la conclusión de que el aumento de

velocidad produce un aumento exponencial de la resistencia de fricción.

· Superficie: genera un aumento de esta resistencia en una relación lineal.

· Rugosidad: tiene un efecto importante en la resistencia, siendo un casco mas eficiente

cuanto menor sea la rugosidad de su superficie.

· Temperatura: De la temperatura del agua depende la viscosidad cinemática, por lo que

de ella depende también el número de Reynolds, por lo que, en extensión, afecta al

coeficiente de fricción. Cuanto mayor sea la temperatura del agua, menor la

resistencia.

Sin más, la resistencia de origen viscoso se calcula como sigue:

Donde el coeficiente de resistencia de fricción se calcula (ITTC 1957):

Siendo el número de Reynolds (ITTC 1978):

*tomando la viscosidad cinemática del agua salada a 15ºC

Por otra parte, el factor de forma (1+k) se calcula (J.Holtrop y G.G.J. Mennen,

International Shipbuilding Progress 1982):



Siendo el coeficiente función de las formas de popa C:

*tomando como valor el de popas en V

Pudiéndose estimar el valor RUNL , mediante fórmula propuesta por MARIN, como:

2.2. Cálculo de la resistencia de los apéndices Rap:

La resistencia de los apéndices, al entenderse como una superficie sumergida que

teóricamente no produce interacciones en la interfaz agua-aire, se concibe como una

resistencia únicamente de fricción. Es por ello que en su cálculo se incluye el coeficiente de

fricción previamente calculado.

Por otra parte, para realizar este cálculo se debían conocer anteriormente las superficies de los

apéndices, de las cuales se conocían bulbo y henchimiento, a falta de conocer la del timón.

Para ello se realiza el proyecto del timón, calculando su superficie como posteriormente se

indica.

Para los factores de forma (1+k2) de los apéndices se emplean valores típicos aceptados,

siendo:

· 1,4 para el timón en buques de un eje.

· 2,0 para el henchimiento

Donde la fórmula para determinar el factor de formas total es:

Siendo la fórmula para el cálculo de la resistencia:



2.3. Cálculo de la resistencia por formación de olas Rw que tiene en cuenta la

resistencia del bulbo:

La resistencia por formación de olas resulta muy importante en buques de superficie, siendo

más importante su valor en el cómputo resistivo final, cuanto mayor sea su número de Froude.

Cuando el buque avanza, genera un sistema de olas, llamado sistema de Kelvin, compuesto de

dos trenes de olas, transversal y divergente, cuya generación se consigue a partir de la

absorción de energía del casco en su avance. Esta energía absorbida es proporcional a la altura

de la ola al cuadrado, proporcionando este aumento de altura el aumento de la longitud, lo

que viene ocasionado por el aumento de velocidad. De ahí que el número de Froude tenga

especial incidencia en este efecto.

Sin más, el cálculo de la resistencia por formación de olas, se realiza como sigue (J.Holtrop y

G.G.J. Mennen, International Shipbuilding Progress 1982):

· Siendo C1:

Donde C4:

*tomando esta forma debido al rango del valor 0,11<B/LWL<0,25

· Siendo por otra parte m1:

Donde C5:

*tomando esta forma debido al rango del valor Cp<0,8

· Siendo por otra parte m2:

Donde C6= -1,69385 debido al rango del valor LWL3/DISV<512



· Siendo por otra parte lan:

*tomando esta forma debido al rango del valor LWL/B<12

· Siendo por otra parte C2, que tiene en cuenta el bulbo por lo que es distinto a uno:

Donde C7:

*siendo ABT el área transversal del bulbo=68,38m2

*siendo HB la altura del centro de gravedad del bulbo=7,546m

*siendo TF el calado a proa igual al calado medio por entenderse trimado nulo.

Siendo por último C3 el efecto adicional de la inmersión de la popa de espejo, por lo

que se le da el valor C3=1 debido a que no existe espejo sumergido.

2.4. Calculo de la resistencia de correlación modelo-buque que tiene en

cuenta la rugosidad del casco y la resistencia de aire, (J.Holtrop y G.G.J.

Mennen, International Shipbuilding Progress 1982):

Siendo Ca, para condiciones ideales de pruebas:

Donde C4 toma el valor 0,04 debido al rango T/LWL>0,04



2.5. Estimación del coeficiente de estela:

La estela genera un factor propulsivo, por lo que influye en el rendimiento del conjunto y, en

particular, de la hélice. La hélice está posicionada cerca del casco de forma que, como ya se ha

introducido anteriormente, la hélice atraviesa un flujo enrarecido procedente del casco y las

capas de fluido adyacentes. Este efecto produce que la velocidad media del flujo de agua en la

hélice sea distinta a la de avance del casco. El coeficiente de estela se calcula como sigue (J.

Holtrop, “A statistical re-analisis of resistance and propulsion data”, International Shipbuilding

Progress, 1984):

· Cálculo del coeficiente C9 que depende del C8 de la forma que sigue:

*tomando esta forma debido al rango del valor B/TA<5

*tomando esta forma debido al rango del valor C8<28

· Cálculo del coeficiente C20 para el que se emplea el valor calculado anteriormente

Cstern:

1,15

· Cáculo del coeficiente de resistencia viscosa Cv:

· Cálculo del coeficiente C11 que depende del diámetro del propulsor:

*tomando esta forma debido al rango del valor TA/DP<2



· Cálculo del coeficiente CP1 que depende del coeficiente prismático y de la posición del

centro de carena:

· Cálculo del coeficiente C19 que depende de los coeficientes prismático y de bloque:

2.6. Estimación del diámetro de la hélice propulsora:

Entre otras cosas, el cálculo pretende establecer un diámetro apropiado del propulsor que

permita controlar su inmersión en situaciones de navegación en lastre, así como la verificación

de los huelgos entre la hélice y el casco. Esos huelgos tienen una gran influencia para reducir

las vibraciones excitadas por la hélice.

Cabe señalar que es un cálculo aproximativo, ya que únicamente tiene en cuenta el número de

revoluciones y la potencia del motor, sin considerar el número de palas de la hélice, o su caída,

lo cual influye notablemente en sus características. De cualquier manera es una fórmula, a

modo de aproximación a la gráfica, que no tiene en cuenta el número de palas, para continuar

con el cálculo anterior (M.W.C. Oosterveld y Van Oossanen, “Representation of propeller

cjaracteristics suitable for preliminary ship design studies”, SNAME):

Debido a que en este punto todavía no se conoce la potencia del motor, se debe realizar una

estimación. Para ello se debe volver a la tabla de características de buques similares y realizar

una regresión, siendo suficientemente precisa la que compara potencia y toneladas de peso

muerto, visible en anexos: (Anexo 2.1)

Por otra parte y debido a que, incluyendo los huelgos mínimos con la zona contigua del casco,

en su medida sobre el plano del proyecto, desde el centro del henchimiento hasta la línea

base, la hélice podría obtener un diámetro superior a 10 metros, se escoge una velocidad de

giro menor. Esto es debido a que un mayor diámetro permite una velocidad de giro menor lo

que, entre otras cosas, reduce la exigencia mecánica, así como la aparición de cavitación.

En la gráfica inferior, que se obtiene de la fórmula anterior, se estima, en función de la curva

de 100rpm y la potencia calculada, un diámetro del propulsor aproximado de 8,7m. Por tanto

se observa que el resultado de la fórmula es correcto y que no habrá problemas en cuestión de

huelgos.



2.7. Estimación del coeficiente de succión:

La succión viene generada por el aumento de velocidad que experimenta el flujo por delante

de la hélice. Este efecto debido a la succión de la hélice, produce un aumento de los esfuerzos

de cizalla en la capa límite, incrementa la resistencia de fricción del casco en la zona contigua,

reduce la presión en las zonas de popa por lo que disminuye este empuje hidrodinámico y, por

último, aumenta la resistencia de presión. Una forma de reducir el efecto de desprendimiento

de la capa límite en la zona de popa anterior al propulsor consiste en que el diseño de las

zonas de popa sea tal que, generando una separación de la capa límite, la succión del

propulsor consiga una reducción del gradiente de presiones desfavorables, consiguiendo una

anulación del conjunto.

Del efecto que tiene la succión sobre el casco es causa el que la fuerza de empuje aportada por

la hélice deba ser superior a la resistencia del casco.

El coeficiente de succión se calcula como sigue (J. Holtrop, “A statistical re-analisis of

resistance and propulsion data”, International Shipbuilding Progress, 1984):



2.8. Estimación del coeficiente rotativo relativo:

Este coeficiente viene determinado por el rendimiento en la estela, en el ensayo real, el cual

varía del ensayo del propulsor en aguas abiertas, principalmente debido al nivel de

turbulencias en el flujo causadas por el paso del casco. Este flujo no uniforme causa pérdida de

potencia debido a que las palas de la hélice no actúan por igual en todo su recorrido así como

a lo largo de su superficie (J. Holtrop, A statistical re-analisis of resistance and propulsion data,

International Shipbuilding Progress, 1984).

· Donde la relación de área-disco del propulsor RAD es:

*tomando k el valor 0,2 para cascos de un solo eje

o Siendo el empuje Tr:

o Siendo el valor (p0-pv):

El rendimiento del propulsor en aguas libre se calcula:

Debido a que todavía no se conocen los datos de empuje y par ya que no se ha seleccionado

motor, así como tampoco el avance del buque en la maniobra de evolución (ADVC), se emplea

la fórmula aproximativa descrita por (L.K. Kupras, “Optimisation method and parametric study

in precontracted ship design”, International Shipbuilding Progress, 1971):



2.9. Estimación del rendimiento total:

El rendimiento total se obtiene aplicando la siguiente fórmula en la que, debido a que no se

conoce el rendimiento de la línea de ejes, se hace una primera estimación mediante valores

típicos, a saber, 0,95 (M.W.C. Oosterveld y Van Oossanen, “Representation of propeller

cjaracteristics suitable for preliminary ship design studies”, SNAME):

2.10. Otras consideraciones:

Antes de determinar la potencia necesaria en la planta propulsora, se deben tener en cuenta

los siguientes factores:

· El margen de mar, que supone un aumento de potencia del 15%, se aplica para tener

en consideración las condiciones de navegación, en las cales se deben obtener los

criterios de velocidad exigidos.

· El margen adicional de motor, que supone un aumento de potencia del 10%, se aplica

para disminuir los costes de mantenimiento del mismo.

De esta forma, la potencia requerida en la planta propulsora es de:

Queda patente que, atendiendo al cálculo realizado sobre la potencia requerida atendiendo a

los modelos de la tabla, la potencia a instalar resulta excesiva. Para ajustar este valor se varían

las formas del casco, de forma que no se comprometen las dimensiones principales ni la

capacidad de carga en exceso.

De la modificación del casco resultan los siguientes valores, que se aplicarán de nuevo al

cálculo de la resistencia:



Siendo esta su tabla de hidrostáticas:


Volume 76725,905 m^3



Lwl 275,8 m

Beam wl 39,31 m

WSA 12814,621 m^2



Cp 0,544

Cb 0,511

Cm 0,948

Cwp 0,752



KB 8,131 m

KG 3,286 m

BMt 11,375 m

BMl 426,823 m

GMt 16,22 m

GMl 431,668 m

KMt 19,506 m

KMl 434,954 m







Los cálculos de resistencias quedan en los valores que siguen:

· Rv=1655,45 kN

· Rapp=51,93 kN

· Rw=462,78 kN

· Ra=297,41 kN

· Rt=2472,11 kN

· Pr=31791 kW

Obteniendo la potencia a instalar mediante los siguientes rendimientos:

· ETAR= 0,912

· ETA0= 0,752

· w= 0,231

· t= 0,202

· ETAM= 0,95

· ETAP= 0,676

Resultando la potencia mínima a instalar:

PB= 61452,27 kW

2.11. Elección de la planta propulsora y la hélice:

2.11.1. Elección de la hélice:

Para la determinación de la hélice, se determina su condición de funcionamiento, condición de

máximo rendimiento, haciéndolo mediante las curvas para selección de propulsores de

Wageningen. Los datos sobre los que se calcula la hélice se determinan de la siguiente forma:

*Donde Z=5 es el número de palas seleccionado.

*Donde D=8,77m es el diámetro de la hélice aproximado por la fórmula.

*Donde k=0,2 tomando este valor para buques de una hélice.

· Siendo el empuje T:



· Siendo el valor (p0-pv):

*Donde ho=5,21m en altura del eje desde la línea base.

Para emplear las curvas de Wageningen se requiere calcular también los coeficientes J, y de

empuje Kt. Siendo:

· Hallando sus valores para diferentes rangos de revoluciones:

o

o

o

o

o

Siendo por otra parte J:

· Siendo Va va velocidad de avance de la hélice:

· Hallando sus valores para diferentes rangos de revoluciones:

o

o

o

o

o



Sabiendo ahora estos datos, se aplican las curvas correspondientes a hélices de 5 palas con

Ae/Ao=0,8:

Pudiéndose observar que, efectivamente, la hélice aportará su mayor rendimiento en el rango

de 100rpm, siendo este, aproximadamente, de un 63%.

2.11.2. Elección de la planta propulsora:

Para la elección de la planta propulsora se hace uso de la tabla de potencia-revoluciones de un

motor de serie. Las potencias están representadas por cilindros, adquiriendo este motor un

valor de 63.000 kW con once cilindros. Es por ello que se divide la potencia obtenida entre

once para ser representada en la gráfica.

De esta gráfica se obtiene que el motor responderá correctamente dentro de su rango de

funcionamiento, representado por el cuadrilátero encerrado en los puntos L1, L2, L3 y L4, aun

aplicándole el margen de mar.

La línea sobre la que se aplica el margen de mar corresponde a un rango de revoluciones de un

3% inferior a la nominal, que en este caso se ha ajustado, por requerimientos, a 101 rpm.



3. El proyecto del timón:

3.1. Área del timón:

Para el proyecto del timón se comienza calculando el área, en primer lugar, por la fórmula Det

Norske Veritas:

En segundo lugar por la fórmula propuesta por Japón en IMO:

· Siendo el coeficiente k1:

· Siendo el coeficiente k2:

Quedando por tanto la superficie media en el siguiente valor, resultando correcto ya que

supone un 2,2% respecto del producto LWL·T, siendo:



3.2. Huelgos entre la hélice y el timón:

Estas medidas son obtenidas en base a las recomendaciones de la Det Norske Veritas:

3.3. Relación de aspecto:

La relación de aspecto se obtiene del cociente entre la altura y la longitud media del timón,

siendo cercano a 1,5. La atura del timón debe ser tal que la pala pueda abarcar, al menos, el

chorro de la hélice.

Se da a la altura un valor de 9,6m, de manera que abarca una medida mayor al diámetro de la

hélice. Por otra parte se da a la longitud un valor de 6,15, obteniendo un timón rectangular

que cumple con la relación:



3.4. Compensación:

Se halla la compensación sabiendo que:

· El área de la pala a proa de su eje de giro debe ser aproximadamente el 20% de la

total.

· La longitud de la parte compensada no debe exceder del 35% de la longitud total del

timón.

3.5. Potencia de giro de la pala:

Este cálculo sirve a modo de estimación y da una idea de la potencia necesaria en el

servomotor que acciona el giro de la pala usando, una vez más, un ángulo de 35º. El giro del

timón de una banda a otra, aplicando la normativa de SOLAS, debe hacerse en un tiempo de

28 segundos.

3.6. Maniobrabilidad:

3.6.1. Diámetro de giro:

3.6.2. Diámetro de evolución:

Lo cual corresponde a un valor de 4.92 respecto a LWL, con lo que entra en la reglamentación

de la IMO que requiere no superar este valor a 5LWL.



3.6.3. Avance:

Empleando la fórmula para buques de una hélice:

Lo cual corresponde a un valor de 3,94LWL, cumpliendo la reglamentación que impide exceder

dicho valor de 4,5LWL.

3.6.4. Facilidad de parada:

Con este cálculo se determina la distancia recorrida por el buque en caso de parada brusca

para prevenir colisiones debiendo, el valor de la distancia recorrida, no exceder de

15LWLsegún la normativa aplicable:

Donde PBA es la potencia del buque en retroceso:

Siendo la distancia recorrida en parada brusca:

Lo cual corresponde a un valor de 9,86LWL, por lo que entra en la normativa.

3.6.5. Cálculo de los empujadores transversales:

En primer lugar se calcula el empuje lateral necesario, el cual depende, según una tabla de

valores, del tipo de buque, su área proyectada, ya sea de obra viva u obra muerta, incluyendo

en esta última los contenedores.



4. Desplazamiento:

El desplazamiento de un buque viene descompuesto en peso en rosca y peso muerto,

añadiéndose, si se tuviera, el lastre fijo.

El peso en rosca integra todos los pesos del buque listo para navegar con los fluidos en

aparatos y tuberías, excluyendo la carga, pasaje, tripulación, pertrechos y consumos.

Los valores del peso y centro de gravedad aquí definidos, pueden ir variando a medida se

progresa en la consecución del proyecto, siendo, posteriormente calculados con mayor

precisión.

4.1. Peso en rosca y su centro de gravedad:

En este punto, previamente a su cálculo, cabe determinar las tres partes en las que se divide el

peso en rosca y sus componentes, siendo:

· Elementos de la estructura:

o Fondos y dobles fondos.

o Mamparos transversales.

o Mamparos longitudinales.

o Tanques estructurales.

o Cubiertas intermedias.

o Bloque de popa.

o Bloque de proa.

o Forro exterior.

o Cubierta superior.

o Toldilla.

o Ciudadela.

o Castillo.

o Plataformas.

o Brazolas de escotilla de bodegas de carga.

o Troncos de acceso.

o Cajas de tomas de mar.

o Amuradas.

o Cubiertas de habilitación.

o Mamparos exteriores de habilitación.

o Guardacalor.

o Mamparos interiores de acero.

o Chimenea.

o Casetas.



Siendo su cálculo (D.G.M. WATSON Y A.W. GILFILLAN. “Some ship design methods”.

Transactions of RINA, 1979 pág 279):

*Donde E toma su valor del cálculo:

*Donde CB80D toma su valor del cálculo:

*Donde k toma, para portacontenedores, el valor 0,033 según la tabla:

· Elementos del equipo y de la habilitación:

o Protección anticorrosiva y cementados.

o Equipo de amarre y fondeo.

o Equipo de navegación.

o Equipo de gobierno.

o Equipo de salvamento y contraincendios.

o Almacenamiento o contención y manipulación de la carga.

o Cierres diversos y accesos.

o Habilitación.

Siendo su cálculo (Cálculo por factor de experiencia propuesto por los autores “El

proyecto básico del buque mercante”):

*Donde ke toma el valor para portacontenedores de 0,33.



· Conceptos de la maquinaria:

o Maquinaria propulsora.

o Línea de ejes, reductores, chumaceras y bocinas.

o Hélice.

o Sistemas de combustible, aceite, aire comprimido de arranque y control,

refrigeración, vapor principal, vapor auxiliar, generación de agua caliente,

lastre, sentinas, baldeo y contra-incendios, sanitario.

o Grupos electrógenos principales.

o Grupos de socorro, de puerto y de emergencia.

o Exhaustación en cámara de máquinas.

o Pisos y tecles en cámara de máquinas.

o Ventilación mecánica de la cámara de máquinas.

o Pañoles y talleres en cámara de máquinas.

o Aparatos de desmontaje en cámara de máquinas.

o Cuadros eléctricos principales y secundarios.

o Generadores acoplados a líneas de ejes.

o Transformadores.

o Baterías y grupos convertidores.

o Alumbrado.

Siendo su valor, obtenido de las características técnicas del fabricante del motor

anteriormente considerado:

Para el resto de la maquinaria propulsora:

*Donde km toma el valor para portacontenedores de 0,63.

Otros elementos en la cámara de máquinas:

Peso de la línea de ejes fuera de la cámara de máquinas:

*Donde kne toma el valor 1 para buques de una hélice.

*Donde Leje se supone de la suma LPPp+2TEU(m)+4Huelgo long(0,9m)=15,8m



Siendo por tanto el desplazamiento del buque sin carga:

· Centro de gravedad de la estructura de acero:

· Centro de gravedad del equipo y habilitación:

· Centro de gravedad de la maquinaria:

4.2. Volúmenes y superficies de los espacios de carga:

4.2.1. Pique de proa:

Las fórmulas detalladas vienen recogidas de Sociedades de Clasificación, las cuales determinan

que su longitud debe estar comprendida entre ambos valores:

· Eslora mínima:

· Eslora máxima:

De cualquier manera, las medidas del pique de proa deben ser suficientes para garantizar un

calado mínimo a proa en condición de lastre de 0,04LWL, así como para evitar un excesivo

macheteo en mares agitadas. De que se consiga o no el calado mínimo depende del

afinamiento de la carena, y se va ajustando posteriormente su valor.

Por experiencias se puede considerar el valor mas apropiado para su longitud, de un 20 a 40%

superior al mínimo calculado, de manera que se pierda el mínimo espacio de carga posible,

quedando:



4.2.2. Eslora pique de popa:

Este cálculo se basa en una estimación atendiendo a experiencias en otros buques, de la que

se determina que la eslora del pique de popa debe ser, aproximadamente, un 4%LWL,

quedando:

4.2.3. Cámara de máquinas:

Siendo el volumen de la cámara de máquinas estimado por la siguiente fórmula:

4.2.4. Doble fondo:

La altura mínima bajo la zona de carga viene fijada por requerimientos de resistencia

estructural, pudiendo determinarse por la siguiente fórmula:

4.2.5. Cálculo del número de contenedores y su posible disposición:

Para determinar los contenedores que puede transportar el buque, se han determinado:

· Los volúmenes ocupados por la ciudadela, la cámara de máquinas, el paso del eje de la

cámara de máquinas a la hélice, así como los quiques de proa y popa y el doble fondo.

· El buque es de tipo abierto, sin escotillas en cubierta.

· Los contenedores son de medidas estándar 1 TEU y van apilados en filas de a dos, con

una separación entre ambas debido a las entrebodegas de 705mm.

· El doble casco tuene una anchura de 2,5m.



Se adjunta una tabla con los valores de las medidas longitudinales en la disposición:

mamparo

Posición X (m)

Entrebodega 0 6,5186

7,2236

Bodega 18 proa 7,9286

popa 14,0246


15,4346


popa 28,3316


29,7416


popa 42,6386


44,0486


popa 56,9456


58,3556


popa 71,2526


72,6626


popa 85,5596


86,9696


popa 99,8666


101,2766


popa 114,1736


115,5836


popa 128,4806


129,8906


popa 142,7876




144,1976


popa 157,0946


158,5046


popa 171,4016


202,984


popa 209,785


211,195

Bodega 5 proa 211,9

popa 224,088


225,498


popa 238,391


239,801


popa 252,694


254,104


popa 266,997


268,407


popa 281,3


La disposición de los contenedores se ha hecho teniendo en cuenta la curvatura del casco para

determinar la anchura máxima a ocupar con estos.

Habiendo un total de TEU cargados de 5826, se ha sobrepasado el valor inicial de 5500, lo cual

demuestra que las dimensiones son excesivas. Principalmente en manga y eslora debería

encontrarse una solución más ajustada.

En las imágenes en detalle siguientes, los números representan la cantidad de contenedores

que hay en esa fila transversal:



Detalle de la carga de proa:



Detalle de la carga de popa:



Quedando el plano completo como sigue:



5. Estabilidad del buque intacto:

Se relaciona con las dimensiones y características principales del buque, debiendo cumplir los

requerimientos reglamentarios. Mediante estos métodos aproximativos se evalúa tanto

estabilidad inicial como a grandes ángulos de escora.

5.1. Estabilidad inicial:

5.2. Estabilidad a grandes ángulos de escora:

Para la estabilidad a grandes ángulos de escora, se realiza una relación de valores kMt y kGt

para diferentes ángulos de escora, relacionando el ángulo de escora con kGt.

Para ello se emplea el programa del paquete Maxsurf(Hydromax Pro, Formation Design

Systems), en el cual se importan los datos del casco diseñado anteriormente, se establecen los

parámetros de medida, y se obtiene la curva de estabilidad para grandes escoras.

Este análisis se inicia desde el punto 0º, con el buque adrizado, y se le van dando grados de

inclinación, en este caso a estribor, obteniendo los datos de cada punto, los cuales resultan en

la gráfica inferior de brazos adrizantes. El brazo adrizante se calcula de la relación:



Se observa en esta gráfica que el valor máximo Gz es de 4,541m a 52,9º de escora, con un GM

a 0º de 7,092m.

Se han aplicado a criterio, siendo cumplidas, las normativas MARPOL 25ª para estabilidad del

buque intacto y el Código IMO A.749 para estabilidad del buque intacto.

A continuación se muestra la tabla de resultados referentes a normativas:

A.749(18) Ch3 - Design criteria applicable to all ships

3.1.2.1: Area 0 to 30 Pass

from the greater of

spec. heel angle 0 deg 0

to the lesser of


angle of vanishing stability 129,8 deg

shall not be less than (>=) 3,151

m.deg

55,236 Pass


3.1.2.1: Area 0 to 40 Pass

from the greater of


to the lesser of


first downflooding angle n/a deg



m.deg

94,249 Pass


3.1.2.1: Area 30 to 40 Pass

from the greater of


to the lesser of





m.deg

39,013 Pass


3.1.2.2: Max GZ at 30 or greater Pass

in the range from the greater of


to the lesser of

spec. heel angle 90 deg



angle of max. GZ 52,9 deg 52,9

shall not be less than (>=) 0,2 m 4,541 Pass

Intermediate values

angle at which this GZ occurs deg 52,9


3.1.2.3: Angle of maximum GZ Pass

shall not be less than (>=) 25 deg 52,9 Pass


3.1.2.4: Initial GMt Pass



Regulation 25A 2a

2a: Initial GMo Pass



Regulation 25A 2b

2b i: Area 0 to 30 Pass

from the greater of


to the lesser of




m.deg

55,236 Pass

Regulation 25A 2b


from the greater of


to the lesser of





m.deg

94,249 Pass

Regulation 25A 2b


from the greater of




to the lesser of





m.deg

39,013 Pass

Regulation 25A 2b

2b ii: Max GZ at 30 or greater Pass

in the range from the greater of


to the lesser of


angle of max. GZ 52,9 deg 52,9


Intermediate values

angle at which this GZ occurs deg 52,9

Regulation 25A 2b

2b iii: Angle of maximum GZ Pass

shall not be less than (>=) 25 deg 52,9 Pass

Regulation 25A 2b

2b iv: Initial GMo Pass





Anexos:

· Anexo 1.1:

· Anexo 1.2:

y = 136,67x + 126,65R² = 0,4643

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

0 10 20 30 40 50

Títu

lo d

el e

je

Título del eje

TEU/B

TEU

Lineal (TEU)

y = 0,1236x - 3133,2R² = 0,6611

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

0 20000 40000 60000 80000 100000

Títu

lo d

el e

je

Título del eje

TEU/DWT

TEU

Lineal (TEU)



· Anexo 1.3:

· Anexo 1.4:

y = 0,0012x + 192,06R² = 0,2333

250

255

260

265

270

275

280

285

290

295

0 20000 40000 60000 80000 100000

Títu

lo d

el e

je

Título del eje

L/DWT

L

Lineal (L)

y = 434,61x - 4756,2R² = 0,7503

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

0 5 10 15 20 25 30

Títu

lo d

el e

je

Título del eje

TEU/D

TEU

Lineal (TEU)



· Anexo 1.5:

· Anexo 1.6:

y = 0,0391x + 12,244R² = 0,1148

12,4

12,6

12,8

13

13,2

13,4

13,6

13,8

14

14,2

0 10 20 30 40 50

Títu

lo d

el e

je

Título del eje

T/B

T

Lineal (T)

y = 0,1741x + 18,708R² = 0,4704

23

23,5

24

24,5

25

25,5

26

26,5

27

0 10 20 30 40 50

Títu

lo d

el e

je

Título del eje

V(kn)

V(kn)

Lineal (V(kn))



· Anexo 1.7.1:


Volume 86066,891 m^3



Lwl 275,128 m

Beam wl 39,31 m

WSA 13729,706 m^2



Cp 0,61

Cb 0,583

Cm 0,962

Cwp 0,846



KB 8,079 m

KG 3,102 m

BMt 12,262 m

BMl 506,492 m

GMt 17,24 m

GMl 511,47 m

KMt 20,341 m

KMl 514,572 m







· Anexo 1.7.2:



· Anexo 1.8.1:


Volume 95401,382 m^3



Lwl 275,128 m

Beam wl 39,31 m

WSA 14079,406 m^2



Cp 0,686

Cb 0,646

Cm 0,948

Cwp 0,889



KB 7,975 m

KG 3,102 m

BMt 11,945 m

BMl 520,153 m

GMt 16,819 m

GMl 525,026 m

KMt 19,92 m

KMl 528,128 m







· Anexo 1.8.2:



· Anexo 1.11.1:


Volume 96808,6 m^3



Lwl 275,87 m

Beam wl 39,31 m

WSA 14220,963 m^2



Cp 0,68

Cb 0,647

Cm 0,961

Cwp 0,889



KB 7,953 m

KG 3,222 m

BMt 11,663 m

BMl 516,616 m

GMt 16,393 m

GMl 521,346 m

KMt 19,615 m

KMl 524,568 m







· Anexo 1.11.2:

· Anexo 1.12.1:



· Anexo 1.12.2:

· Anexo 1.12.3:

· Anexo 1.12.4:



· Anexo 1.12.5:

· Anexo 1.12.6:



· Anexo 1.13.1:



· Anexo 1.13.2:


Volume 94500,143 m^3



Lwl 275,799 m

Beam wl 39,31 m

WSA 14144,781 m^2



Cp 0,653

Cb 0,63

Cm 0,975

Cwp 0,809



KB 7,715 m

KG 3,285 m

BMt 10,648 m

BMl 405,064 m

GMt 15,077 m

GMl 409,494 m

KMt 18,363 m

KMl 412,779 m







· Anexo 1.13.3:

· Anexo 2.1:

y = 1,2491x - 33510R² = 0,5585

0

10000

20000

30000

40000

50000

60000

70000

80000

0 20000 40000 60000 80000 100000

Títu

lo d

el e

je

Título del eje

P(kW)/DWT

P(kW)

Lineal (P(kW))



Fuentes bibliográficas:

R. ALVARIÑO, J.J. AZPÍROZ y M.MEIZOSO. El proyecto básico del buque mercante. 2ª Ed.

Madrid. ISBN: 978-84-921750-2-4

B.BARRASS. Ship design and performance for masters and mates. 1ª Ed. Liverpool.

ISBN: 978-0-7506-6000-6

J.GARCÍA. El proyecto del buque (Partes 1 y 2). Universidad Politécnica de Cataluña, Barcelona.

A.PRADA. Propulsores (Temas 1-11). Universidad Politécnica de Cataluña, Barcelona.

Proyecto Basico de Un Buque Portacontenedores

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