anejo nº 16 dimensionamiento de secciones · otras referencias bibliográficas: “conception et...

CABILDO INSULAR DE TENERIFE

PROYECTO BÁSICO:

PUERTO EN EL TÉRMINO MUNICIPAL DEL PUERTO DE LA CRUZ.

(VERSIÓN 02: NOVIEMBRE 2017)

Anejo nº 16. DIMENSIONAMIENTO DE SECCIONES

GIUR

ESTUDIO DE INGENIERÍA

CIVIL Y URBANISMO

1

Anejo nº 16

DIMENSIONAMIENTO DE SECCIONES

CONTENIDOS

1. INTRODUCCIÓN ...................................................................................................... 3

2. OLEAJE DE CÁLCULO ........................................................................................... 3

2.1. PROPAGACIÓN DEL OLEAJE .......................................................................... 3

2.2. ANÁLISIS DE ROTURA ..................................................................................... 4

2.3. ALTURA DE OLA DE CÁLCULO ....................................................................... 5

3. CÁLCULO ESTRUCTURAL DEL DIQUE ............................................................... 5

3.1. METODOLOGÍA................................................................................................. 6

3.1.1. FÓRMULA DE HUDSON ............................................................................. 6

3.1.2. FÓRMULA DE VAN DER MEER ................................................................. 7

3.1.3. FÓRMULA DE JOSÉ MARÍA BERENGUER Y ANTONIO BAONZA PARA

PIEZAS PERFORADAS (CUBOS Y ANTIFER PERFORADOS) ............................. 9

3.2. RESULTADOS ................................................................................................... 9

3.2.1. TRONCO ..................................................................................................... 9

3.2.2. MORRO ..................................................................................................... 10

4. CÁLCULO FUNCIONAL. REBASE ....................................................................... 10

4.1. SECCIÓN SIN ESPALDÓN ............................................................................. 11

4.2. SECCIÓN CON ESPALDÓN ........................................................................... 12

PROYECTO BÁSICO:


(VERSIÓN 02: NOVIEMBRE 2017) CABILDO INSULAR DE TENERIFE


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CIVIL Y URBANISMO

ÍNDICE DE FIGURAS

Figura 1: Tramos del dique de abrigo

Figura 2: Tabla valores máximos de altura de ola y dirección a pie de obra según

tramos

Figura 3: Caracterización del oleaje a pie de obra (situación más desfavorable)

Figura 4: Altura de ola significante a pie del dique de abrigo

Figura 5: Secciones de control

Figura 6: Valores de altura de ola en rotura sobre los pies del talud (en metros)

Figura 7: Valores de la constante de estabilidad de Hudson (S.P.M.)

Figura 8: Valores de la constante de estabilidad de Hudson (B.S.I.)

Figura 9: Valores de la constante de estabilidad de Hudson (bibliografía especializada)

Figura 10: Comportamiento de un talud de escollera en función de la avería

adimensional de Broderick

Figura 11: Comportamiento del manto sobre la base de “S” y “Nod”

Figura 12: Criterio de permeabilidad teórica de Van Der Meer

Figura 13: Resultados cálculo estructural para el tronco del dique

Figura 14: Resultados cálculo estructural para el morro del dique.

Figura 15: Sección sin espaldón (modelo)

Figura 16: Series de olas del temporal para la sección sin espaldón

Figura 17: Rebase acumulado para la sección 4

Figura 18: Rebase acumulado para la sección sin espaldón

Figura 19: Velocidad media de rebase para la sección sin espaldón

Figura 20: Sección con espaldón (modelo)

Figura 21: Series de olas del temporal para la sección con espaldón

Figura 22: Rebase acumulado para la sección con espaldón

Figura 23: Rebase instantáneo para la sección con espaldón

Figura 24: Velocidad media de rebase para la sección con espaldón


PROYECTO BÁSICO:




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1. INTRODUCCIÓN

El presente anejo se engloba dentro del Proyecto Básico de Puerto en el Término

Municipal de Puerto de La Cruz.

Tiene como objeto definir, a nivel de Proyecto Básico, la obra marítima de protección,

para lo cual se comprobará fundamentalmente la estabilidad (cálculo estructural) y el

rebase (cálculo funcional).

2. OLEAJE DE CÁLCULO

El oleaje de cálculo se ha definido en el anejos nº11 PROPAGACIÓN Y

DETERMINACIÓN DEL OLEAJE DE CÁLCULO a partir de los datos analizados en el

Anejo nº7 CLIMA MARÍTIMO.

A continuación se exponen de forma resumida las principales conclusiones del citado

anejo

2.1. PROPAGACIÓN DEL OLEAJE

Se han realizado simulaciones para las características de oleaje en aguas profundas en

condiciones de bajamar, nivel medio del mar y pleamar. De esta forma se tienen

simulaciones para cada dirección, altura de ola y período determinados.

De acuerdo con el objetivo de este estudio de obtener las condiciones de oleaje a pie

de obra, se ha dividido el dique de abrigo en tramos coincidentes con sus alineaciones.

En la siguiente figura se pueden ver los diferentes tramos considerados.

Figura 1: Tramos del dique de abrigo

Así pues, los resultados de las propagaciones se dan en forma de condiciones de

oleaje a pie de talud para cada tramo de dique y para pleamar máxima viva equinoccial.

Los valores máximos de altura de ola y dirección a pie de obra para cada tramo,

obtenidos de las propagaciones, se presentan en las siguientes tablas.

AGUAS PROFUNDAS PIE DE TALUD

TRAMO 1 TRAMO 2 TRAMO 3

DIRECCIÓN Hs (m) Tp(s) DIR Hs (m) DIR Hs (m) DIR Hs (m)

NW (315º) 10.75 20 - Ola rota 339º 10.18 335º 10.40

N (0º) 8.62 19 - Ola rota 354º 9.64 0º 9.85

NE (45º) 6.88 17 - Ola rota 12º 5.60 19º 5.62

Figura 2: Tabla valores máximos de altura de ola y dirección a pie de obra según tramos

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Las simulaciones revelan que, como era predecible, las condiciones de oleaje más

desfavorables a pie de obra se dan para las propagaciones de los oleajes de cálculo

para la dirección de NW. Esto se debe a que las alturas de ola en aguas profundas en

estas direcciones son las mayores y a que el oleaje que proviene de estas direcciones

se refracta en menor medida.

Los resultados de las simulaciones de propagación del oleaje pueden verse a

continuación:

Figura 3: Caracterización del oleaje a pie de obra (situación más desfavorable)

Los valores que faltan en las tablas corresponden a puntos en que el oleaje se ha

difractado y en los que, dado que el modelo numérico no considera el fenómeno de la

difracción, no se han obtenido datos fiables. De todas formas, estos valores pueden

omitirse en el estudio dado que la difracción conlleva una importante reducción de la

altura de ola.

A continuación se presentan las alturas de ola significantes a pie de dique a lo largo de

la estructura para el temporal de proyecto (dirección NW, Hs = 10,75 metros y Tp = 20

segundos).

Figura 4: Altura de ola significante a pie del dique de abrigo

2.2. ANÁLISIS DE ROTURA

Una vez obtenidas las condiciones de oleaje propagadas desde aguas profundas a pie

de obra mediante el modelo numérico elegido, se hace una comprobación con el

IH2VOF.

El estudio que se ha llevado a cabo consiste en determinar la altura de ola que rompe

contra la estructura en algunas secciones para comprobar que los resultados del

modelo son correctos y en su defecto para calibrarlo.

Además también se realizará un estudio de rotura mediante el método del método

relativo 2 de Juan Antonio Afonso apoyándonos con las propagaciones realizadas con

el MIKE 21 para ejecutar las iteraciones correspondientes.

Las secciones de control se describen en la siguiente figura.


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5

Figura 5: Secciones de control

Los valores de altura de ola en rotura sobre los pies de talud en las diferentes

secciones de control son los siguientes:

AGUAS PROFUNDAS MODELO NUMÉRICO

MODELO ESTADÍSTICO

MIKE 21 SW IH2VOF M.R.-2

SECCIÓN DE CONTROL 1 9.36 9.42 9.72



Figura 6: Valores de altura de ola en rotura sobre los pies del talud (en metros)

2.3. ALTURA DE OLA DE CÁLCULO

Una vez analizados los resultados obtenidos con el MIKE 21 SW, el IH2VOF y el

método relativo 2 tanto en la propagación como en la rotura del oleaje las

consideraciones a tener en cuenta son las siguientes:

- Los resultados obtenidos con el MIKE 21 SW son coherentes con los datos de

partida y se puede comprobar la correcta simulación del fenómeno de rotura.

- El IH2VOF se ha usado para determinar la altura de ola en rotura que rompe en

el pie de la estructura de defensa.

- Las iteraciones del método relativo 2 han sido complementadas con los datos de

las propagaciones en MIKE 21 SW.

Se adopta como altura de ola de cálculo:

Sección del tronco: Hcalc = 9,50 m.

Sección del morro: Hcalc = 8,50 m.

3. CÁLCULO ESTRUCTURAL DEL DIQUE

Para la comprobación de la estabilidad del dique de abrigo, se aplican tres métodos de

amplia difusión en Ingeniería Marítima, cuyos fundamentos se exponen en los

siguientes apartados. Los métodos empleados son:

Fórmula de Hudson.

Fórmula de Van der Meer.

Fórmula de Berenguer – Baonza.

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3.1. METODOLOGÍA

3.1.1. FÓRMULA DE HUDSON

Uno de los métodos de mayor difusión en Ingeniería Marítima para la determinación del

peso de las piezas del manto principal de diques en talud rompeolas no rebasables es

el basado en la formulación de Hudson, presentado por Hudson y Jackson (1959).

Dicha formulación expresa el número de estabilidad (también llamado número de

Hudson) en función de un coeficiente y la pendiente del talud:

31

D50n

s )αcot.K(D.Δ

HN ; de donde:

3

3

1

w

D

d

ctgK

HW

[tn]

Siendo:

W Peso de las piezas.

γ Peso específico del hormigón en masa. Unidades: [tn/m3].

Hd Altura de ola de diseño. Unidades [m].

KD Coeficiente de estabilidad Hudson. En función del tipo de pieza.

ctg α Talud de la protección.

γw Peso específico del agua de mar. Unidades: [tn/m3].

Los valores comúnmente admitidos de KD, se exponen en las tablas adjuntas:

Valores de la constante de estabilidad de Hudson según Shore Protection

Manual:

Figura 7: Valores de la constante de estabilidad de Hudson (S.P.M.)


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7

Valores de la constante de estabilidad de Hudson según British Standard

Institution (BS 6349-7):

Figura 8: Valores de la constante de estabilidad de Hudson (B.S.I.)

Otras referencias bibliográficas: “Conception et dimensionnement des digues à

talus1”:

Figura 9: Valores de la constante de estabilidad de Hudson (bibliografía especializada)

1 François Ropert, François Bouttes (1.997).Centre D´Etudes Techniques Maritimes et Fluviales.

3.1.2. FÓRMULA DE VAN DER MEER

Basada en los primeros trabajos de Thompson y Shutler en la década de los 70 (1975)

y en una serie muy amplia de ensayos con oleaje irregular realizados en Delft

Hydraulics, Van der Meer propone una serie de expresiones en un rango muy amplio

de elementos (escolleras, cubos, tetrápodos y acrópodos); composición del dique: todo

uno, filtro y manto; permeabilidades del manto en función de la misma; amplias

condiciones de clima marítimo representados por la altura de ola, el periodo y la

duración del temporal; formas de rotura (voluta o plunging y oscilación o surging);

número de Iribarren, taludes.

Todo ello ha conducido a una serie de expresiones totalmente adaptadas en la

actualidad por la comunidad científica internacional.

Con estos principios, Van der Meer propone sus expresiones en condiciones de

profundidad indefinida (offshore) y en aguas poco profundas, reducidas o someras

(shallow watter), con las restricciones propias de los ensayos y piezas analizadas.

Éstas son:

Escolleras:

;ξξ;)N

S.(P.20,6ξ.

D.Δ

Hc

20,018,0

50n

s Voluta o plunging

;ξξ;ξ.)N

S(αgcot.P.00,1

D.Δ

Hc

P20,013,0

50n

s Vaivén o surging

50,0P

1

31,0c )αtag.P.20,6(ξ ; Transición

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Cubos

10,0om30,0

40,0od

50n

ss s.00,1

N

N.70,6

D.Δ

HN

Tetrápodos:

20,0om25,0

50,0od

50n

ss s.85,0

N

N.75,3

D.Δ

HN

Acrópodos

50,2H;10,4H;70,3D.Δ

HN c0d0

50n

sαi0

Siendo:

Nod Número de unidades desplazadas, relacionadas con el índice de avería.

S Avería adimensional.

N Número de olas activas limitado en 7.500 olas cuando se estabiliza la avería.

En escollera se emplea el concepto de avería adimensional, “S”, para el estudio del

comportamiento del talud, siguiendo la tabla de la Figura 10, mientras que en piezas la

relación es con “Nod”, principio desarrollado por Broderick y cuyas relaciones se

exponen en la Figura 11:

TALUD INICIO DE AVERÍA DAÑO MODERADO FILTRO VISIBLE

cotg = 1,50 2,00 3,00 a 5,00 > 8,00

cotg = 2,00 2,00 4,00 a 6,00 > 8,00

cotg = 3,00 3,00 6,00 a 9,00 > 12,00

cotg = 4,00 y ss 3,00 8,00 a 12,00 > 17,00

Figura 10: Comportamiento de un talud de escollera en función de la avería adimensional de

Broderick

CRITERIO DE ESTABILIDAD DE BRODERICK, S Y Nod

PIEZA INICIO DE DAÑO DAÑO MODERADO FILTRO VISIBLE

ESCOLLERA 2,00 3,00 a 5,00 >8,00

CUBOS 0,00 0,50 a 1,50 2,00

TETRÁPODOS 0,00 0,50 a 1,00 1,50

ACRÓPODOS 0,00 -- 0,50

Figura 11: Comportamiento del manto sobre la base de “S” y “Nod”

P Permeabilidad teórica, mayor permeabilidad implica superior estabilidad.

0,10 Manto, filtro y capa impermeable.

0,40 Manto, filtro y todo uno

0,50 Manto núcleo de material suelto

0,60 Acumulación granular.

Figura 12: Criterio de permeabilidad teórica de Van Der Meer2

2 Fuente: Diseño de diques Rompeolas. D. Vicente Negro Valdecantos et al. Colegio de Ingenieros de Caminos Canales y Puertos. Colección Seinor 28.


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γ Peso específico de pieza. Unidades: [tn/m3].

γw Peso específico del agua de mar. Unidades: [tn/m3].

Coeficiente relativo de pesos específicos

Dn50 Diámetro nominal medio. Unidades: m.

W50 Peso medio de la pieza Unidades: tn.

som Peralte adimensional:

2z

som

T.g

H.π.2s

g Aceleración de la gravedad. Unidades m/s2.

Tz Periodo ondulatorio. Unidades s.

ξ Número de Iribarren.

ξc Número de Iribarren de comparación.

3.1.3. FÓRMULA DE JOSÉ MARÍA BERENGUER Y ANTONIO BAONZA PARA PIEZAS PERFORADAS (CUBOS Y ANTIFER PERFORADOS)

Sobre la base de una serie de ensayos con bloques perforados (cubo perforado y

antifer perforado), dique con espaldón o sin él, y dos taludes cotg=1,50 y 2,00,

combinando series de altura de ola con tres periodos y duración de temporal mínima

equivalente de 3.000 olas, proponen una fórmula conjunta para la estimación central

representada por:

Tronco:

57,0ξ.14,3N 05,0pS

Siendo:

p5,0

sp T.H.π2

g.αtgξ

Morro:

50,0om

40,0maxS s.D.30,280,1N

Dada la dispersión de los resultados, se recomienda la aplicación determinística de la

fórmula anterior, asumiendo un nivel de no excedencia del 97,5 por ciento respecto a la

curva de inicio de avería con daños del 1%, proponiéndose:

50,0omS s.30,250,1N

3.2. RESULTADOS

3.2.1. TRONCO

Operando, según las formulaciones expuestas y los parámetros indicados, se obtiene:

VARIABLE VALOR

CARACTERIZACIÓN DEL OLEAJE

Altura de ola significante Hs [m] 9.5

Periodo pico Tp [s] 20

TALUD DEL DIQUE Pendiente del talud cotg 1.5

TIPO DE PIEZA Estabilidad Hudson Kd 7

DENSIDADES Densidad Antifer γs 2.35

Densidad agua γw 1.025

PARÁMETROS VAN DER

MEER

Número de olas Nz 1640

Nivel de daño Nod 0.5

FORMULACIÓN NS Dn50 [m] W [t]

HUDSON 2.19 3.36 88.83

VAN DER MEER 2.36 3.12 71.23

BERENGUER BAONZA 2.32 3.17 75.08

Figura 13: Resultados cálculo estructural para el tronco del dique

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Las fórmulas de Van der Meer y Berenguer Baonza aportan resultados homogéneos

respecto a la de Hudson. Considerando lo expuesto se adopta para el tronco Antifer

de 75 tn.

3.2.2. MORRO

Operando, según las formulaciones expuestas y los parámetros indicados, se obtiene:

VARIABLE VALOR

CARACTERIZACIÓN DEL OLEAJE

Altura de ola significante Hs [m] 8.5

Periodo pico Tp [s] 20

TALUD DEL DIQUE Pendiente del talud cotg 1.5

TIPO DE PIEZA Estabilidad Hudson Kd 5

DENSIDADES Densidad Antifer γs 2.35

Densidad agua γw 1.025

PARÁMETROS VAN DER

MEER

Número de olas Nz 1640

Nivel de daño Nod 0.5

FORMULACIÓN NS Dn50 [m] W [t]

HUDSON 1.96 3.36 89.08

VAN DER MEER 2.38 2.76 49.35

BERENGUER BAONZA 1.77 3.72 120.80

Figura 14: Resultados cálculo estructural para el morro del dique.

Las fórmulas empleadas presentan una notable heterogeneidad en sus resultados. No

parece razonable emplear piezas de menor peso en el morro que en el tronco (tal y

como resulta de la formulación de Van der Meer). Así mismo, parece excesivamente

conservador emplear piezas que prácticamente duplican el peso de las consideradas

en el tronco (formulación de Berenguer Baonza) por lo que se adoptan para el morro

bloques Antifer de 90 tn (tal y como resulta de aplicar la fórmula de Hudson).

4. CÁLCULO FUNCIONAL. REBASE

Otro de los aspectos a considerar en el diseño del dique de protección, al margen de su

respuesta estructural, es su comportamiento a nivel operativo. En este sentido, se

pretende evaluar el rebase que puede presentar el dique en unas condiciones

determinadas con el fin poder fijar las variables (cota de coronación fundamentalmente)

que lo determinan.

El rebase se analiza detalladamente en el anejo nº14 Ensayo en modelo físico que

describe pormenorizadamente las características y conclusiones de un ensayo en

modelo físico en el Instituto de Hidrodinámica Aplicada y complementado mediante un

estudio en modelo matemático con la herramienta IH2VOF.

En el presente apartado se exponen las tasas de rebase obtenidas. Para ello se han

realizado simulaciones con oleaje irregular y de duración 3.600 segundos.

Para el análisis del rebase se aplicaran las recomendaciones expuestas en el

EUROTOP WAVE OVERTOPPING OF SEA DEFENSES AND RELATED

STRUCTURES. En él se distinguen 4 tablas distintas según sujeto afectado por el

rebase.

Para hacer un análisis global del dique se estudiaran las principales secciones,

diferenciando entre la sección rebasable sin espaldón y la sección no rebasable con

espaldón.


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4.1. SECCIÓN SIN ESPALDÓN

En este apartado se analiza el rebase de la sección sin espaldón que se trata de la

sección 4. Para este caso cabe destacar que el dique es rebasable.

Figura 15: Sección sin espaldón (modelo)

El temporal propagado para el estudio del rebase se muestra a continuación:

Figura 16: Series de olas del temporal para la sección sin espaldón

El rebase acumulado alcanza un valor total de 200m3/m para el temporal estudiado.

Esto significa que la tasa de rebase es de 55,5 l/s/m, que siendo una tasa de rebase

alta no es preocupante debido a que se trata de una sección rebasable. Por lo tanto no

existe riesgo de pérdida de vidas humanas ni hay una disminución del nivel de servicio

del puerto.

Estos resultados se pueden ver en las siguientes figuras. En la primera, el rebase

acumulado, en la segunda, el rebase instantáneo y en la tercera, la velocidad media de

rebase.

Figura 17: Rebase acumulado para la sección 4

Figura 18: Rebase acumulado para la sección sin espaldón

Figura 19: Velocidad media de rebase para la sección sin espaldón

PROYECTO BÁSICO:




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4.2. SECCIÓN CON ESPALDÓN

En este apartado se tienen en cuenta tanto la sección 1 como la sección 2 al tener la

misma morfología de defensa respecto al oleaje. La única distinción entre ambas

secciones es que la primera no dispone de muelle adosado y la segunda sí. Entre las

dos secciones se cubre toda la longitud del dique de abrigo excepto los morros.

Figura 20: Sección con espaldón (modelo)

El temporal propagado para el estudio del rebase se muestra a continuación:

Figura 21: Series de olas del temporal para la sección con espaldón

El rebase acumulado alcanza un valor total de 32 m3/m para el temporal estudiado.

Esto significa que la tasa de rebase es de 8,8 l/s/m, que es peligrosa para los

peatones y no es peligrosa ni para vehículos ni para las edificaciones situadas en la

parte posterior del espaldón. Por lo tanto no existe riesgo de pérdida de vidas humanas

ni hay una disminución del nivel de servicio del puerto.

Estos resultados se pueden ver en las siguientes figuras. En la primera el rebase

acumulado, en la segunda el rebase instantáneo y la tercera la velocidad media de

rebase.

Figura 22: Rebase acumulado para la sección con espaldón

Figura 23: Rebase instantáneo para la sección con espaldón

Figura 24: Velocidad media de rebase para la sección con espaldón


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La tasa de rebase promedio son aceptables para todas las secciones estudiadas.

En la sección sin espaldón, al tratarse de una sección rebasable, los valores de rebase

existentes no son un problema, ya que no existe riesgo de pérdida de vidas humanas ni

existe una disminución del nivel de servicio del puerto.

En el análisis de la sección con espaldón, la tasa de rebase es muy reducida y

aplicando la valores recomendados por EUROTOP WAVE OVERTOPPING OF SEA

DEFENSES AND RELATED STRUCTURES vemos que la citada tasa solo es peligrosa

para los peatones. Cabe destacar que cuando se presenta el temporal de proyecto no

debe haber personas circulando por el muelle adosado al dique de abrigo. Por lo

demás, esta tasa de rebase no es peligrosa ni para los vehículos circulando a

reducidas velocidades ni para edificios situados en las inmediaciones de la obra de

protección.

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