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Fdo. La Comisión de Proyectos de Fin de Carrera Escuela Universitaria de Ingeniería Técnica Naval
Universidad de Cádiz
1- INTRODUCCIÓN (PAG.-1)
1.1 EVOLUCIÓN DE LA CONCEPCIÓN DEL BUQUE (PAG. - 2) 1.2 PLANTEAMIENTO CONCEPTUAL DEL BUQUE. DISPOSICIÓN GENERAL (PAG.- 4)
1.3 INFLUENCIAS DE LOS CONVENIOS IMO Y OTROS EN EL PROYECTO DEL BUQUE (PAG.- 9)
1.4 METODOLOGÍA DE TRABAJO (PAG.- 15)
2- EL PROYECTO CONCEPTUAL (PAG.- 17)
2.1 DATOS TÉCNICO-ECONÓMICOS Y REQUERIMIENTOS (PAG.- 18)
2.3 FACTORES LIMITATIVOS EN LA EXPLOTACIÓN DEL BUQUE (PAG.- 20)
3. EL PROYECTO PRELIMINAR (PAG. - 21)
3.1 DIMENSIONES PRINCIPALES (PAG.- 22) 3.2 DEFINICIÓN DE FORMAS (PAG.- 29) 3.3 CÁLCULOS DE FORMAS (PAG.- 36)
3.4 CÁLCULO DEL PESO EN ROSCA Y SU CENTRO DE GRAVEDAD (PAG.- 44)
3.5 CÁLCULO DEL DESPLAZAMIENTO (PAG.- 51)
3.6 CÁLCULO DE LA POTENCIA PROPULSORA (PAG.- 54)
3.8 ESTABILIDAD DEL BUQUE INTACTO (PAG.- 64) 3.9 CÁLCULOS DE MANIOBRABILIDAD (PAG.- 72)
4. EL PROYECTO BÁSICO (PAG.- 83)
4.1 DIMENSIONES PRINCIPALES (PAG.- 84)
4.2 CÁLCULO DE VOLÚMENES Y SUPERFICIES (PAG.- 85)
4.3 ESCANTILLONADO DE LA CUADERNA MAESTRA (PAG.- 112) 4.4 CURVAS HIDROSTÁTICAS (PAG.- 126)
4.5 ESTABILIDAD A GRANDES ÁNGULOS (PAG.- 134) 4.6 SITUACIONES DE CARGA (PAG.- 136)
4.7 CÁLCULOS DE LA POTENCIA (PAG.- 153) 4.8 ARQUEO (PAG.- 156)
4.9 DISPOSICIÓN GENERAL (PAG.- 160) 4.10 FRANCOBORDO (PAG.- 166)
5. PRESUPUESTO (PAG.- 172)
5.1 PRESUPUESTO. COSTE DE ADQUISICIÓN (PAG.- 173)
6. PLANOS (PAG.- 182)
7. BIBLIOGRAFÍA (PAG.- 183)
1. INTRODUCCIÓN
1.1-Evolución histórica de la concepción del buque
La historia del carguero moderno polivalente comienza con las efemérides de un reemplazo. En 1965, setecientos cargueros tipo
“Liberty”, con edades superiores a 20 años y totalizando unos 7,5 millones de TPM, llegaban al final de su vida productiva, ahogados por primas de seguros incrementadas, costes operacionales elevados y la competencia de otros buques como los graneleros de pequeño porte, que los sustituían progresivamente en el tráfico de graneles.
Los cargueros tipo “Liberty” fueron, por varias razones, los tipos de buques mas populares que se construyeron durante la Segunda Guerra Mundial. Se construyeron a iniciativa del Gobierno inglés que, en 1940, envió una misión a USA, todavía neutral, para conseguir la construcción de 60 unidades anuales, que ayudasen a enjugar las cuantiosas pérdidas de buques mercantes británicos, infligidas por la flota submarina alemana.
El proyecto se basó en el británico “Empire Liberty”. Las características del buque, tal y como se construyó, fueron las siguientes:
LOA = 134, 41 m.
B = 17, 07 m.
D = 11, 40 m.
T = 7, 92 m.
TPM = 10.490 t.
Los buques estaban diseñados para construcción remachada, pero la escasez existente de remachadores en USA y la necesidad apremiante de contar con los buques, hicieron que se modificase el proyecto para que su construcción fuese soldada. Los soldadores y las Compañías auxiliares fueron reclutados en la industria de las construcciones metálicas, y un factor novedoso en la construcción naval de aquélla época fue la construcción del casco en bloques con diversos equipos y servicios ya instalados que, junto con el efecto serie, acortó en sobremanera el tiempo total de construcción (posteriormente, este tipo de construcción, precursora de los modernos procedimientos de armamento anticipado, se abandonó porque se consideró que era consustancial con la construcción de grandes series de buques). Se construyeron 2.710 buques en total, con una esperanza de vida de 5
Los buques “Liberty” que sobrevivieron a las incidencias de la guerra, prestaron servicio durante largos años a sus Compañías Armadoras, y hasta finales de los años 60 no se planteó su reemplazo. Los puntos focales de la renovación fueron Inglaterra y Japón.
La primera, por su evidente importancia de constituir un nudo de comunicaciones del tráfico marítimo mundial lanzó al mercado un carguero de 2 cubiertas, 14.200 TPM, 765.000 pies cúbicos de capacidad de bodegas, 15 nudos y 5 bodegas: El SD-14. Japón había previsto la situación a presentarse tras el desguace de los “Liberty” y, en 1966, lanzó al mercado un carguero de 4 bodegas, 14.000 TPM, 760.000 pies cúbicos de capacidad de bodegas y 13,5 nudos, especialmente apto para transportar mineral y grano: El “Freedom”. A partir de la presencia en el mercado de estos dos tipos de buques, las naciones con construcción naval desarrollada ofrecieron a las Compañías Armadoras diversos tipos de buques de carga polivalentes y cuya construcción se prolongó hasta finales de los años 70 – comienzo de los 80. El esfuerzo de los proyectistas sobre las características de polivalencia, hizo que estos buques fuesen aptos para tráficos de carga general, cargas a granel, contenedores y otras.
Otra característica que se subrayó fue la flexibilidad, de manera que los buques pudieran adaptarse, sin costosas operaciones y de manera eficiente a esta serie de tráficos. Sin embargo, los años siguientes contemplaron las crisis de la industria de la construcción naval por una parte, y el auge de los buques de carga especializados por otra. El granelero, el portacontenedores celular, el roro y otros fueron invadiendo sus parcelas específicas, haciendo declinar el auge habido en la década anterior para el buque flexible y polivalente. No obstante, el carguero de carga general, haciendo hincapié en el transporte de contenedores, subsistió.
1.2-Planteamiento conceptual del buque.
Disposición general
El buque de carga general con dos o más cubiertas continúa siendo
construido en gran número de unidades, sobre todo para el tráfico con áreas en desarrollo como Sudamérica y África. Los tipos que se construyen
oscilan entre los cargueros reemplazo de los “Liberty”, con un peso muerto de unas 15.000 t., volumen de bodegas de unos 19.000m3
(670.000 p.c.) y velocidad de 15 nudos, al complejo buque semi-transporte de contenedores, de 25.000 TPM, que se emplean en áreas más localizadas como el Mediterráneo o el Lejano Oriente.
Las características más significativas de los tipos más populares son las siguientes, entre otras:
• Cuatro o cinco bodegas, que proporcionen acceso eficiente a las mercancías y su distribución en tráfico multi-puerto.
• Planta propulsora y superestructura situadas a popa.
• Un entrepuente de altura suficiente para estibar dos contenedores en altura en el hueco de la escotilla (teniendo en cuenta la altura de la brazola).
• Equipo de manejo de la carga compuesto por grúas con capacidad de izada suficiente para laboreo de contenedores.
• Dimensiones principales elegidas para tener acceso a un gran número de puertos a escala mundial, con un calado a plena carga no superior a unos 9,5m. (31 pies).
Los requerimientos para la definición de los accesos a los espacios de carga vienen dictados por la necesidad de conseguir un gran número de consignaciones, frecuentemente compuestas por bultos o fardos de tamaño irregular. Así, las escotillas de la cubierta superior se disponen tan grandes como sea posible, de manera que la carga pueda estibarse verticalmente sobre gran parte de la superficie de la bodega, disminuyéndose así el
acarreo a los espacios laterales. En ocasiones, se disponen escotillas dobles en la zona central del buque.
Las escotillas del entrepuente son ordinariamente del mismo tamaño que las de la cubierta superior y son siempre sin brazola, para permitir la
utilización de carretillas.
En los buques de carga general han dejado de disponerse tanques profundos para transporte de aceites vegetales o látex, que se transportan, en la actualidad en buques tanque especialmente adaptados. Lo mismo ha sucedido con los espacios refrigerados ya que, ahora, este tipo de carga se transporta exclusivamente en buques frigoríficos.
Con el aumento del número de contenedores que se transportan por vía marítima, incluso en rutas que no están totalmente adaptadas a las cargas unitizadas, la gran mayoría de los cargueros se diseñan teniendo en cuenta el módulo contenedor.
Las bodegas inferiores deben ser adecuadas para estibar tres capas de contenedores, y, así, el puntal desde la línea base hasta el entrepuente es del orden de 9,5 m., la altura del entrepuente es del orden de 3,6 m., lo que junto con unos 1,5 m. de altura de brazola permite estibar dos contenedores de 8,5 pies en el hueco de la escotilla.
El puntal a la cubierta superior resulta así del orden de 13 m. que permite obtener calados de escantillonado del orden de 9,6 m.
Las escotillas pueden disponerse a pares (aunque no es lo más corriente) donde lo permita la forma de la cubierta, teniendo cada escotilla un ancho del orden del 35% de la manga del buque, y espaciadas transversalmente 1,5 m. Sus dimensiones finales deben ser múltiplos de aproximadamente 2,6 m., medida adecuada para un contenedor de 8 pies (2,44 m.) de ancho, con huelgos “ad hoc”.
La manga del buque viene dictada por la estabilidad del buque en estado intacto y desde 1992, por la estabilidad después de averías. En caso de disponer escotillas dobles, cada hueco tendrá unos 7,8 m. de ancho, suficiente para estibar 3 filas de contenedores en cada una.
La eslora de las escotillas suele resultar un múltiplo de la longitud del contenedor de 20 pies (6,10 m.) o de 40 pies (12,20 m.), aunque es
necesario prever un mínimo de unos 6,5 m. para tener en cuenta los huelgos entre contenedores y la curvatura de los extremos de las escotillas. Así, las escotillas tienen longitudes del orden de 13 m., 19,5m. ó 26m. dependiendo su valor final de la clara de cuadernas elegida y permitiendo, en cada caso, las estiba de varios contenedores de 20/40 pies. La eslora de la escotilla suele ser del orden del 55/75% de la eslora de la bodega, con un valor medio del 63%, de manera que las bodegas tienen unos 18/23 m. de largo.
Los cierres de las escotillas de la cubierta superior se dimensionan usualmente para cargar 2/3 capas de contenedores, aunque puede preverse más altura en la pila en función de la carga unitaria de los contenedores, visibilidad desde el puente de gobierno y otros factores concurrentes. En el caso ordinario de disponer una sola fila de escotillas, se prevé la estiba de 5/6 contenedores en sentido transversal, conduciendo a mangas de escotilla del orden del 50/60% de la manga del buque.
En lo que resta de capítulo se englobará la descripción de características de los cargueros polivalentes y de los cargueros de carga general en una sola, haciendo hincapié en unos y otros cuando proceda. Como se indicó anteriormente con el transcurrir de los años, el tráfico de contenedores se ha convertido en un transporte prioritario para cualquier buque de carga.
Los tráficos que, quizás, permanezcan distintivos del polivalente serán: El transporte de grano (sin arcadas y mamparos portátiles) y los de mineral de hierro, fosfato, carbón y otros graneles similares. El transporte de
cubertadas de madera será propio de ambos.
En lo que sigue se comentarán las características de proyecto que es necesario considerar para cada tipo de carga. En su conjunto, constituirían los requisitos básicos de un carguero con amplio espectro de misiones. En un buque de carga general ordinario, los requerimientos serán más
selectivos y, en definitiva, en menor número.
Las características de proyecto requeridas por cada tipo de tráfico exigen estudio y consideración detallados, dentro de un orden de
prioridades que habrá facilitado el Armador y establecidos de acuerdo con las exigencias que le impongan las circunstancias presentes y futuras que pueda prever para los tráficos en los que ha de verse envuelto el buque. Lo que debe quedar claro es que dotar al buque de las características propias de un tipo de tráfico específico es, en general, costos, salvo que pueda afrontarse por medio de características propias de proyecto, y su especificación por parte del Armador debe haber sido estudiada cuidadosamente.
CARACTERÍSTICAS DE PROYECTO PARA CADA TIPO DE TRÁFICO:
• Carga general:
Todas las cubiertas bajas deben ser aptas para trabajo con carretillas.
Grandes escotillas para carga/descarga eficientes.
Espacios de carga sin obstáculos (puntales, etc.) que dificulten la estiba.
Serretas de costado (metálicas en caso de bodega inundable).
Puntos de amarre y eslingado de la carga. Herrajes adecuados. Es necesario prever todo lo necesario para evitar corrimientos de carga.
• Cargas a granel:
-Mineral:
El transporte de mineral se suele cumplir con la notación “Reforzado para cargas pesadas”. Esto conlleva reforzado de la estructura del doble fondo y si la descarga se realiza ordinariamente con cucharas, es necesario aumentar el espesor de la tapa del doble fondo.
Algunos de los proyectos polivalentes clásicos estaban capacitados para transportar carga pesada, quedando determinadas bodegas vacías. Esto fue debido al deseo de obtener polivalencia al límite por algunos Astilleros y no se ha mantenido en los cargueros de carga general actuales.
Es necesario proyectar las cubiertas sin obstáculos para permitir la utilización de las cucharas de carga.
Las tuberías, troncos y cableado en espacios de carga deben ir
protegidos. Se deberán sellar los rincones inaccesibles en estos espacios.
-Grano:
Capacidad de lastre suficiente para mantener buenas características de estabilidad en los tránsitos de este tipo de tráfico. Estas características de estabilidad mejoradas redundarán en una mínima utilización de elementos destinados a contrarrestar la escora producida por el corrimiento del grano.
Eventualmente, habrá que disponer escotillas de grano. Los mamparos que limitan con bodegas y pertenecientes a tanques que transporten líquidos calientes han de ir forrados.
Si el transporte de ambo tipos de graneles fuese prioritario, y debido al relativamente largo tiempo de descarga, las características de volumen de bodega y autonomía deberían primar sobre la velocidad del buque en la mar.
-Madera:
A) Madera empacada:
Requiere las mismas características que la carga general más las siguientes:
Máxima cantidad de lastre en el doble fondo, que permita transportar cubertadas.
Pies derechos en cubierta para contención de las cubertadas.
Eventual refuerzo de las tapas de escotillas de carga.
Puntos de amarre para eslingado seguro de las cubertadas y herrajes
“ad hoc”.
B) Madera en troncos:
Buena estabilidad al igual que en madera empacada para transportar cubertadas; subdivisión longitudinal del doble fondo.
Protección robusta de la estructura de bodegas en contacto con los troncos.
Grandes escotillas para fácil embarque y estiba de grandes troncos.
Grúas proyectadas para trabajos duros, preferiblemente dotadas con barras de equilibrado para manejar con precisión cargas pesadas.
Pies derechos en cubierta para contención de la cubertada. Puntos fuertes para amarre y eslingado de la carga en cubierta, y herrajes “ad hoc”.
-Contenedores:
Buenas características de estabilidad, incluyendo máxima cantidad de lastre en el doble fondo y distribución longitudinal de éste para reducir el efecto de superficies libres en el transporte de contenedores sobre cubierta.
Escotillas modularizadas y del mayor tamaño posible para transportar contenedores en bodegas.
Encastres en cubierta, puntos de amarre en la estructura de las bodegas y herrajes “ad hoc” para fijado y eslingado de contenedores en bodegas y sobrecubierta; coordinación lo más temprana posible con el suministrador de aquellos herrajes.
Eventual reforzado de los cierres de los cierres de las escotillas de carga.
Grúas de capacidad adecuada para un preciso y rápido laboreo de contenedores.
En el caso de que el transporte de contenedores prime sobre los de las restantes mercancías, una velocidad alta del buque en la mar, combinada con sistemas rápidos de carga/descarga, aumentarán sensiblemente la rotación anual de la carga.
1.3- Influencia de los convenios IMO y otros en el proyecto del buque
La IMO, en los últimos 25 años, ha dedicado buena parte de la labor realizada por su Comité de Seguridad Marítima a discutir, aprobar y
promulgar Convenios sobre la seguridad a bordo. Aparte de tener al día con frecuentes enmiendas y adiciones su pieza maestra: el Convenio de
Seguridad de la Vida Humana en la Mar, sus trabajos sobre prevención de la contaminación del medio ambiente marino por buques petroleros
(Marpol 73/78), nuevo Reglamento de Arqueo (1969) (entrada en vigor definitiva en 1994), Convenios sobre navegación y organización del tráfico marítimo y algunos otros, han ido estableciendo las bases de una conducta universal de seguridad, que ha de respetarse por los Gobiernos nacionales, Astilleros, Navieras y cualquier Organismo que esté relacionado con la mar y los buques.
F1 nuevo Reglamento de Arqueo (1969) ha eliminado unos
procedimientos de medición que, además de la variedad de criterios con que eran abordados por cada nación, entraron en conflicto con la seguridad intrínseca del buque.
El tipo de carguero “Shelter abierto” nació de la comparación de los diferentes medios de cierre de las aberturas en los mamparos transversales.
Las Reglas de Arqueo distinguían dos medios de cierre: temporal o permanente, y las Reglas del Convenio de Líneas de Máxima Carga (francobordo) las designaban Clase I h Clase II. Su influencia sobre el arqueo y el francobordo podía ser cerrada para las Reglas de francobordo y abierta para las reglas de Arqueo. El buque “Shelter abierto “era un buque de dos cubiertas, siendo la cubierta de francobordo la segunda y
considerándose el entrepuente superior como una superestructura efectiva.
Para que dicho entrepuente no se incluyese en el aqueo bruto, bastaba con disponer aberturas en los mamparos del entrepuente, cerradas con tablones.
Sobre la cubierta superior, y a popa de los espacios de carga, se disponía una abertura, el pozo de arqueo, que se permitía cerrar con cuarteles y cubrir con lona.
El concepto estuvo vigente muchos años pero la certidumbre de su artificiosidad y falta de seguridad le hizo sufrir modificaciones (triángulo de arqueo en la flotación) hasta que se consiguió el consenso universal para promulgación de un nuevo Convenio de arqueo. En este convenio, el
arqueo bruto es una función biunívoca de los espacios cerrados del buque, y el arqueo neto se obtiene por una fórmula, que eliminó conceptos tan arraigados como el descuento por cámara de máquinas, obteniéndose valores sin discontinuidades en este arqueo.
Por lo que se refiere a la estabilidad del buque intacto, la IMO profundizó en los temas de la estabilidad (área bajo la curva de brazos adrizantes), aunque respetase diversos requerimientos sobre el valor
máximo de GZ, ángulo de escora a que debe presentarse y valor mínimo de GM. Lo cierto es que los proyectistas y los expertos en hidrodinámica aplicada al buque han reajustado sus criterios de dimensionamiento y proyecto sobre la influencia desfavorable de la manga en la resistencia al avance de formas, eliminando viejos tabúes, de forma que puede
establecerse que un buque carguero moderno, dotado con un valor de GM satisfactorio, tiene ordinariamente unas buenas características de
estabilidad en estado intacto aunque la carga de contenedores sobre
cubierta haya obligado a considerar esta área como una de compromiso. La obtención de un buen valor de GM es función de KG que, en muchas
ocasiones viene obligado por la configuración del buque y su capacidad de lastrado, y de KM, que depende de las formas de la carena. Modernamente, se han realizado investigaciones en este campo, con resultados positivos, para obtener formas que conjugasen buenas características de estabilidad transversal, resistencia al avance y controlabilidad.
Respecto a la forma de utilizar estos criterios de IMO, es necesario subrayar que, a cada criterio parcial, le corresponde un valor máximo de KG en función del calado de la situación de carga que se considere. Ello puede representarse gráficamente. Los gráficos resultantes proporcionan información esencial sobre posibles mejoras de la estabilidad, ajustes en el calado de proyecto o en otras situaciones de carga, etc.
En relación con el compartimentado y la estabilidad después de averías, USA fue el único país que desde antes de la Segunda Guerra Mundial, tenía en vigor el criterio de que los buques allí construidos y que deseasen
acogerse al plan de subsidios vigente en aquel país, habían de poseer la estabilidad suficiente y el compartimentado adecuado para resistir la inundación de un compartimento cualquiera a lo largo de la eslora.
Sin embargo, este asunto ha estado siempre en primer plano. Los buques de carga general son los que tienen una tasa más elevada de siniestros, y que el motivo principal ha sido el hundimiento, con un 43% del total de accidentes. Desafortunadamente, se tardaron muchos años en consensuar un estándar, dado que existió la creencia de que la inclusión de estas características de supervivencia en el proyecto del buque mercante representaría un significativo aumento de su coste, con su directa
repercusión en los resultados económicos de las Navieras y distorsión en las tarifas de fletes a escala mundial.
No obstante la IMO perseveró en su decisión de ordenar este conflictivo aspecto llegándose en 1990 a un consenso para aprobar un nuevo convenio sobre compartimentado y estabilidad de buques de carga seca, incluyendo ro-ros (los buques más conflictivos desde el punto de vista que se
contempla aquí).
Dicho Convenio estableció que los buques de carga de más de 100 m.
de eslora de compartimentado, construidos después del 1 de febrero de 1992, deberían cumplir los requerimientos de compartimentado y
estabilidad después de averías que estableció la resolución A513 de IMO.
Este esfuerzo requirió más de 30 años de trabajo de definición de estándares para la seguridad ante averías en buques de carga seca.
El nuevo Convenio está basado en el concepto de probabilidad
estadística de que la avería ocurra en una determinada zona el buque y, en cada situación de carga, confinado a dicha zona. El grado de capacidad de supervivencia global del buque viene expresado por el índice requerido de Subdivisión “R”, que es función no lineal de la eslora de compartimentado, Ls, del buque y definido por la ecuación:
R = (0,002 + 0,009 Ls) 1/3
Ls en m.
Esta expresión se obtuvo a partir de aplicar los criterios del Convenio a una serie de buques construidos, que poseían buenas características de estabilidad en estado intacto y que también las mostraron después de averías.
El Convenio exige que el Índice alcanzable de subdivisión, A, no sea inferior a R. Las contribuciones al Índice alcanzable de Subdivisión, A, se calculan a la flotación de subdivisión de mayor calado (plena carga) y a un calado correspondiente al calado en rosca más el 60% de la diferencia entre el calado a plena carga y el de rosca. Un factor digno de mención es que las
contribuciones al Índice alcanzable de Subdivisión A, se pueden escoger libremente de cualquiera de los dos calados.
El valor final se establece por:
A = 0,5 A1 + 0,5 Ap >=R
Lo indicado anteriormente significa que si el buque se proyecta para navegar prioritariamente a plena carga, podría resultar ventajoso diseñar unas formas con características mejoradas de estabilidad al calado parcial, obteniendo la mayor parte de la contribución al valor de A a dicho calado parcial y cumpliendo los requerimientos de buque intacto al máximo calado. Este enfoque podría conducir a unos requerimientos de
compartimentación menos exigentes y, por consiguiente, a un buque más barato.
Mientras que los requerimientos de estabilidad de buque intacto son fácilmente abordables, optimizar la subdivisión de un buque a la luz de nuevo Convenio constituye un proceso mucho más complejo. Se
comentarán algunos aspectos básicos.
Se tiene que R es función de la eslora Ls y que A se puede definir por:
A= 0,5 A1+ 0,5 Ap
De aquí:
A= A1 + Ap>= R 2
El valor de A para un calado determinado y asiento nulo es la suma de valores de Ai para todos los casos de avería que se consideren. Así:
∑Ai = pi * ri * si * vi
Para cada caso de avería, Ai es una función de la configuración geométrica de la avería y de las características de supervivencia.
La geometría se utiliza para evaluar la probabilidad relativa de
ocurrencia de una avería determinada, y se expresa por los factores pi, ri y vi.
La supervivencia viene determinada por el factor si, donde si es una función del ángulo de equilibrio tras la inundación, intervalo e estabilidad
No se entra en el detalle de los factores pi, ri y si. Sin embargo, unos comentarios servirán de ayuda.
-Factor pi:
Extensión longitudinal de la avería: (L/Ls).
Cuanto mayor sea la avería, más alta será la probabilidad que la avería estadística quede contenida en los límites considerados. Por ello, un
aumento en la longitud de la avería conduce a un incremento en el valor del factor p.
Posición longitudinal de la avería:
Xa + Xf 2
La estadística muestra que la avería por colisión es más probable que ocurra en la parte de proa del buque que en la popa. Como consecuencia de ello, iguales longitudes de avería conducen a obtener diferentes valores de p, siendo los mayores obtenidos con averías en el cuerpo de proa.
- Factor ri:
Extensión transversal de la avería, b B
El factor ri expresa la probabilidad que en la avería de una longitud determinada tenida en consideración su extensión transversal no exceda de b. Obviamente, no es probable tener una avería de corta longitud con una penetración profunda y al contrario, tampoco.
- Factor vi:
Este factor tiene en cuenta la extensión de la avería por encima de una flotación intacta y relativa a una extensión vertical máxima de la misma. El Convenio lo denomina
“d Hmax” por encima de la flotación. Este es un parámetro no contemplado hasta este Convenio. En profundidad permite que la subdivisión horizontal tenga una influencia positiva dentro del intervalo d Hmax.
Respecto a la influencia del KG en los valores de Ai, el análisis de muchos casos reales permite establecer que Ai crece con valores decrecientes de KG.
Para enfoques de proyecto, resulta que será necesario analizar varias disposición y, en cada una de ellas, variando el KG correspondiente. Si ello se realiza sistemáticamente, se podrán trazar curvas de cumplimiento / incumplimiento. Lo que sí es previsible es que compartimentaciones sancionadas por la experiencia hayan de modificarse y que, en casos determinados, haya que incrementar el francobordo.
En los ro-ros, es inevitable que el doble casco se convierta en una medida general, si no existe consenso para modificar el proyecto actual de estos buques. En los cargueros de carga general se aumentará B, teniéndose a valores de B/D del orden de 2.
1.4-Metodologia de trabajo
Para la realización del proyecto dividiremos el trabajo en tres etapas:
- Proyecto conceptual.
- Proyecto preliminar.
- Proyecto básico.
En el proyecto conceptual definiremos los datos técnicos y
económicos, así como los factores limitativos en la explotación del buque.
En el proyecto preliminar y en función de requerimientos definidos en el proyecto conceptual, calcularemos por medio de formulas conocidas y programas de ordenador las dimensiones principales del buque, parámetros que definan las formas, potencia, motor principal, volúmenes, peso en rosca y centros de gravedad, estabilidad inicial y maniobrabilidad.
En el proyecto básico se ajustaran los parámetros calculados en el proyecto preliminar para cumplir los requisitos exigidos. En esta etapa se debe confeccionar una especificación resumida. Se realizan los planos de disposición general, formas, cuaderna maestra, escantillones, estabilidad, curvas hidrostáticas, arqueo y presupuesto.
ANTEPROYECTO
PROYECTO CONCEPTUAL
Requerimientos técnicos, económicos…
PROYECTO PRELIMINAR
Cálculos con formulas - Dimensionamiento - Disposición Preliminar - Formas
- Potencia - Peso Muerto - Peso en Rosca - Centro de Gravedad - Volúmenes
- Estabilidad Inicial - Maniobrabilidad
PROYECTO BÁSICO Basado en cálculos del proyecto
preliminar - Planos de Formas - Disposición General - Cuaderna Maestra - Escantillones - Estabilidad
- Curvas Hidrostáticas - Arqueo
- Francobordo - Presupuesto
2. EL PROYECTO CONCEPTUAL
2.1- Datos Técnicos-Económicos y Requerimientos:
- Tipo de buque: Buque de carga general de 29500 TPM aproximadamente.
- Número de buques a construir: uno
- Estimación de la vida útil del barco: 25 años, esta estimación se efectúa en base sobre todo a la fatiga a la que va estar sometido el buque
durante su servicio.
- La velocidad de servicio oscila alrededor de 18 nudos aproximadamente.
- Para permitir dicha travesía deberá tener una autonomía de 7 días, con una velocidad de servicio de 18 nudos, recorriendo 3000 millas.
- Constará de una tripulación de 26 personas.
- Planta propulsora: Motor Diesel 2T Directamente acoplado (PMC 18307 BHP, N121)
- Los medios de carga y descarga y la rapidez con la que el buque pueda ser totalmente cargado y descargado dependerá de los medios de cada puerto, puesto que el buque no dispondrá de ningún tipo a bordo.
- Tendrá empujadores transversales en proa para facilitar las maniobras de atraque, o de entrada y salida de puertos.
- El timón será de doble sustentación, aportando:
a) Mejora de todas las características de maniobrabilidad.
b) Reducción del consumo del buque
c) Ahorro por reducción del auxilio de remolcadores en puerto.
- La ruta contemplada será la comprendida por los puertos de Barcelona, Algeciras, Lisboa, Las Palmas de Gran Canarias.
¾ Mapa de las rutas del buque carguero:
2.4- Factores limitativos en la explotación del buque
Como condicionante físico para los medios de carga y descarga tendremos que tener en cuenta las alturas límites establecidas por las terminales de carga para cargueros de cada puerto, así como las alturas de marea en todos los puertos de operación.
Otras limitaciones vendrán impuestas por las de arqueo, las reglas de francobordo, las sociedades de clasificación y reglamentos nacionales aplicables. Es decir:
- Convenio internacional para la seguridad de la vida en el mar, 1974 incluido el protocolo de 1978 y la enmienda, 1981/1983.
- Convenio internacional de las líneas de carga, 1966.
- Convenio internacional de arqueo, 1969.
- ISO 6954, Evaluación general de vibraciones en buques mercantes.
- IMO, Resolución A468 (XII), Código sobre niveles de ruido abordo.
- Convenio internacional para la prevención de la polución de los buques, 1973 y protocolo de 1978.
- Convenio sobre las regulaciones internacionales para prevenir colisiones en el mar, 1972 y la enmienda 1981.
- Regulaciones internacionales de telecomunicación y radio, 1974 y edición de 1982.
- U.S.C.G. Reglamento para buques extranjeros operando en aguas navegables de E.E.U.U.
- Recomendaciones para el amarre seguro de grandes buques 1978 (0.C.I.M.F.)
- Marpol 73/78, enmiendas de 1992.
- OPA-90
3. EL PROYECTO PRELIMINAR
3.1- Dimensiones principales
Se ha analizado una muestra de cargueros polivalentes actuales, de peso muerto entre 2.000 y 35.000 t, de dos cubiertas continuas y casco sencillo.
La velocidad de estos buques suele aumentar con su tamaño, y el No. de Fraude varía entre los valores 0,21 a 0,26. De esta muestra de cargueros se han deducido por regresión, las dimensiones eslora entre perpendiculares, manga, puntal a la cubierta superior y calado de francobordo, en función del peso muerto.
Siguiendo con las ecuaciones que se indican en el libro “Proyectos de estructuras marinas”. Sabiendo que exp(a) = ea, y que WPM está expresado en miles de toneladas:
¾ Eslora entre perpendiculares:
Lpp = exp (1,648 + 1,069*10-6 *WPM + 0, 34*Ln*WPM)
Lpp = 177, 48 m.
¾ Manga:
B = exp (-0,104 – 2, 4*10-6*WPM + 0, 34*Ln*WPM)
B = 27, 78 m.
¾ Puntal:
D = exp (-2, 05 -1,099*10-5*WPM + 0,495*Ln*WPM)
D = 15, 18 m.
¾ Calado de francobordo:
T = 12, 1 – 39672 / WPM + 5, 2*107 / WPM2
T = 10, 81 m.
Dimensiones Principales
Lpp 177,48 B 27,78 D 15,18 T 10,81
• Relaciones entre dimensiones principales:
¾ RELACIÓN L/B:
Según los datos obtenidos en el apartado anterior esta relación tiene un valor tal que:
L/B = 177,48 / 27,78 = 6,388
Este valor según los gráficos puede oscilar entre 6,00 – 6,75, por tanto es aceptable.
Podríamos aumentar el valor de nuestra relación para obtener una reducción de la resistencia al avance, la potencia propulsora y la vibración del propulsor lo cual sería de nuestro interés.
Esto nos ocasionaría cierta desventaja pues aumenta el peso del acero del casco y empeoraría la facilidad de evolución.
Aunque también nos ofrecería mejorar la controlabilidad del buque y mejorar la estabilidad de ruta.
¾ RELACIÓN B / T :
La relación B / T tiene influencia en la estabilidad inicial y en la resistencia al avance, la cual podemos reducir al disminuir la manga.
Sabemos que en buques de calado restringido, como en nuestro caso, esta relación se eleva desfavorablemente pues suele adjudicarse a la manga la responsabilidad mayor en la obtención del desplazamiento requerido.
B / T = 27,78 / 10,81 = 2,56984 que consideramos como válida puesto que el rango en que oscilan la relación en que nos basamos es 2,30 – 2,60.
¾ RELACIÓN L / D:
Siguiendo los valores normales de la muestra de cargueros
polivalentes según nuestro peso muerto esta relación debería oscilar entre 11,00 – 12,50, obteniendo una primera aproximación de la
deflexión de la viga - buque sin considerar caso singular la estructura.
Así pues L / D = 177,48 / 15,18 = 11,69169 lo cual se halla dentro
¾ RELACIÓN B/ D:
B/D = 27,78 / 15,18 = 1,83003
Este nivel aunque está dentro del rango 1,70 – 1,90 nos convendría que fuera más alto para tener niveles de estabilidad más altos pero al ser más bien bajo nos permite tener superestructuras reducidas y ausencia de maquinaria de cubierta para carga y descarga lo cual es de nuestro interés.
¾ RELACIÓN T / D:
Esta relación nos proporciona una información preliminar del Francobordo. Su valor será:
T / D = 10,81 / 15,18 = 0,71212 el cual es aceptable aunque roce los Límites del rango en que nos basamos.
Podemos aplicar una reducción de francobordo puesto que un buque Tipo B, de más de 100 m de eslora, puede tener un francobordo reducido si cumple algunos requerimientos adicionales, permitiéndose una reducción del francobordo tabular o básico del 60 %, como máximo, de la diferencia entre el francobordo como Tipo A y como Tipo B, pasando a ser un buque denominado Tipo B-60.
En ésta tabla se indican los valores normales de las relaciones adimensionales y del número de Froude:
WPM L/B B/D B/T L/D T/D FN
<5000 5,25-6,50 1,80-2,10 2,30-3,00 10,50- 13,00
0,68-0,76 0,21-0,26 5000-
15000
5,55-6,55 1,75-2,05 2,30-2,90 10,50- 12,50
0,69-0,76 0,21-0,25 15000-
25000
5,75-6,60 1,70-1,95 2,30-2,80 10,50- 12,50
0,70-0,75 0,21-0,23
>25000 6,00-6,75 1,70-1,90 2,30-2,60 11,00- 12,50
0,71-0,75 0,21-0,22
L/B B/D B/T L/D T/D FN
6,388 1,830 2,569 11,691 0,712 0,222
Observamos que para el peso muerto de nuestro buque sus parámetros principales cumplen con las relaciones indicadas en la anterior tabla, siendo el número de Froude:
FN = V / (g*Lpp)1/2 = 0,222
La relación Peso Muerto / Desplazamiento de estos buques puede variar mucho dentro del mismo tamaño de buque, en función de la velocidad, medios de carga, estándar y tamaño de acomodaciones etc. por lo que no pueden darse una cifras concretas. Para una primera orientación puede considerarse un valor entre 0,70 y 0,75.
3.2- Definición de formas
¾ Análisis de formas. Extremos de proa y popa:
Durante el proceso de definición de las formas, cualquiera que sea el método utilizado, debe de prestarse especial atención a determinadas características, cuya influencia en la resistencia al avance y en el flujo al propulsor permiten mejorar en gran medida el comportamiento
hidrodinámico del buque, sin afectar apenas a la estiba y manipulación de la carga. Normalmente la mayor influencia hidrodinámica de las formas se concentra en los extremos de popa y proa que, en términos generales, son zonas inútiles para la estiba y manejo de la carga.
Zona de popa
Esta zona es de máxima importancia. En ella se disponen el propulsor o propulsores y el timón o timones, y su diseño afecta, por tanto,
conjuntamente a la propulsión –su influencia en el rendimiento propulsivo es muy conocida por todos los proyectistas- y a la maniobrabilidad del buque.
Las formas de la popa deben proyectarse para conseguir un flujo estable de entrada de agua a la hélice, que logre una correcta distribución de la estela en el disco de la hélice. Además han de eliminarse los problemas de cavitación, y de vibraciones en el casco o en la línea de ejes.
El primer condicionante de las formas de esta zona puede ser el dar cabida a la hélice de mayor diámetro, compatible con el logro de conseguir una inmersión adecuada en todas las situaciones de navegación o
situaciones de carga previstas para el buque; en concreto la más adversa suele ser la situación de llegada en lastre con 10% de consumos. Como inmersión adecuada mínima se considera un margen de 1/10 del diámetro de la hélice sobre su punto más alto.
A partir de esta condición se construye el codaste que garantice los huelgos mínimos entre hélice, codaste y timón, que recomiendan distintas entidades: Sociedades de Clasificación, Canales, etc.
Se dispondrá espejo de popa, lo que se traduce en una menor resistencia y mayor facilidad constructiva.
Bulbo de popa
No consideramos conveniente disponer bulbo de popa, debido a que se produce un aumento del coeficiente de succión, empeorando el rendimiento de la carena. Aumenta la resistencia a la marcha. No se consigue regular la uniformidad del flujo de agua a la entrada de la hélice, aumentando el riesgo de cavitación y vibraciones inducidas hélice – caso. Por lo general el bulbo de popa, origina variaciones bruscas en la curvatura de las
terminaciones de las líneas de agua próximas a la bocina, y por tanto es causa de un aumento de la resistencia al avance.
Zona de proa
Un bulbo apropiado debe disminuir la resistencia por formación de olas, la resistencia de las olas rompientes y la resistencia residual de origen viscoso y a la vez aumentar la resistencia friccional, por lo que
dispondremos de él para conseguir las características y prestaciones necesarias en nuestro buque. En el análisis de la proa deberá prestarse atención en primer lugar al ángulo de entrada, ENTA, en la línea de agua de la flotación al calado de proyecto, que depende del coeficiente
prismático, CP, (o del bloque, CP si suponemos fijado el coeficiente de la maestra, CM) y de la relación LPP/B. También se estudian el abanico de la parte alta que mide el gradiente de las líneas de agua mas altas a fin de prevenir a un lado el incremento de resistencias por olas rompientes, y embarques de agua en la zona de maniobra de proa, molinetes, estopores, etc.
La decisión sobre la utilización o no del bulbo de proa y, en caso afirmativo la selección del más idóneo, se hace, por consideraciones de mejoras propulsivas en las distintas situaciones de carga; aunque no deben de olvidarse otros aspectos, tales como:
La posible mejora del comportamiento en la mar (reducción de pantocazos, potencia requeridas con olas, etc.), el incremento de coste estructural e incluso la operación con hielo, cuando este prevista.
Un bulbo apropiado, propulsivamente hablando, actúa de la siguiente forma:
- Reduce la resistencia de formación de olas, al disminuir el tren de olas generado por el buque.
- Reduce la resistencia por olas rompientes, al conseguir menos olas y mas amortiguadas.
- Reduce la resistencia residual de carácter viscoso al disminuir los torbellinos de proa.
- Aumenta la resistencia friccional por aumentar la superficie mojada.
Si el balance en la resistencia total al avance del buque de los 4
incrementos anteriores es negativo, el bulbo es conveniente, y no lo es si es nulo o positivo.
Es importante tener en cuenta que la disposición de un bulbo en proa incrementa los costes de construcción y en determinados casos su
disposición disminuye significativamente loa potencia requerida.
La experiencia indica que su disposición es ventajosa para buques rápidos con coeficientes de bloque menores de 0,626 y el nº de Froude mayores de 0,26. No parece que su disposición minimice la resistencia en buques con valores 0,625<Cb<0,725 y Cb>0,825.
En general, no existen criterios seguros para conocer si es apropiado o no disponer un bulbo en proa y qué tipo de bulbo podría ser el más
indicado.
Bulbo de proa
Se ha optado por un bulbo del tipo ovalado (con concentración de volumen en su parte central) dada su idoneidad para buques de formas llenas como es nuestro caso, con este tipo de bulbo se garantiza la seguridad del buque en condiciones adversas.
Este tipo de bulbo es apropiado para nuestro buque que tiene que operar en mala mar.
• Parámetros principales de la forma del bulbo
- Altura del punto de máxima protuberancia, Hx, es la altura sobre la línea de base del punto más a proa del bulbo. Se suele
adimensionalizar dividiendo por el calado, Hx/T.
- Abscisa del punto de máxima protuberancia, Xx, se suele definir referido a la perpendicular de proa. Se adimensionaliza con la eslora, Xx/LPP.
- Manga del bulbo, Yx20, es la manga máxima del bulbo en la sección transversal de la perpendicular de proa, sección 20. Se
adimensionaliza con la manga del buque, Yx20/B.
- Área transversal del bulbo en la perpendicular de proa, S20, se
adimensionaliza dividiendo por área hasta el calado de proyecto de la sección maestra, S10, S20/S10.
- Área lateral del bulbo, SI, es el área del bulbo en el plano de crujía a proa de la perpendicular de proa, su expresión adimensional es:
SI/S10.
- Coeficiente de afinamiento de la sección del bulbo, C20, que es igual a S20/Yx20*Zx20.
- Coeficiente t de Taylor, utilizado para buques rápidos, que se define por la expresión:
Lpp * tan (cas) T = ---
2*(S10-S20)
Donde cas, es el ángulo que forma la tangente a la curva estándar de áreas seccionales en la perpendicular de proa con la horizontal; tg (cas) se toma siempre positiva.
• Campo de aplicación del bulbo de proa
- 0,65 < CB < 0,815, como veremos a continuación el valor de nuestro coeficiente de bloque es de 0,67726 por lo que observamos que queda dentro del intervalo de valores.
- 5,5 < L/B < 7,0, el resultado de dicha relación es L/B = 6,38876 por lo que observamos que coincide con el intervalo de valores
anteriores.
- CB* B/L < 0,135, el resultado de esa operación es CB* B/L = 0,10600 por lo que vemos que cumple con la anterior desigualdad.
- Sin embargo, no se disponen de correlaciones fiables que liguen el FN y la idoneidad del bulbo.
Nuestro buque está dentro del campo de aplicación del bulbo de proa ya que, según nuestras dimensiones y parámetros principales cumple con las anteriores condiciones numéricas.
•
Valores preliminares de los parámetros principales:
La altura del punto de máxima protuberancia, Hx
Es aconsejable definir la altura Hx para la situación de lastre. Esta altura se puede estimar a partir de un buque de referencia o buque base, o bien utilizar su valor adimensionalizado dentro del rango siguiente:
0,35< Hx/T < 0,55
Estimaremos un valor medio de 0,45, por lo tanto:
Hx/T = 0,45 Hx es igual a 10,81* 0,45 = 4,8645 m.
La abscisa del punto de máxima protuberancia adimensionalizada, X = Xx/Lpp
- Bulbo para la condición de lastre:
X = Xx/Lpp = 0, 1811 * CB * B / Lpp +0, 0074
X = 0, 1811 * 0, 67726 * 27, 78/177, 48 + 0, 0074 = 0,026598 m.
- Bulbo para plena carga y lastre
X = Xx/Lpp = 0, 2642 * CB * B/Lpp – 0, 0046
X = 0, 2642 * 0, 67726 * 27, 78/177, 48 – 0, 0046 = 0,023407 m.
Xx = 4,61 m.
El área transversal adimensionalizada, S20/S10 en tanto por ciento, Sa20
Se indica en una tabla, para distintos valores del coeficiente de bloque y de relaciones eslora-manga.
En general los valores de Sa20 se encuentran dentro de los rangos siguientes, según el tipo de buque:
- Cargueros: 7 -10 % - Graneleros: 9 -12 % - Petroleros: 10 – 14 %
ÁREA TRANSVERSAL, Sa20 = 100 x S20/S10 CB
LPP/B 0,55 0,60 0,65 0,70 0,75 0,80 0,85
4,80 5,6 6,2 6,6 7,2 7,9 8,6 9,3 5,00 5,8 6,4 6,9 7,4 8,2 8,8 9,3 5,20 6,1 6,7 7,3 7,8 8,4 9,0 9,8 5,40 6,3 6,9 7,6 8,1 8,6 9,3 10,1 5,60 6,5 7,2 7,8 8,4 8,9 9,6 10,4 5,80 6,7 7,4 8,0 8,6 9,2 9,9 10,7 6,00 6,9 7,6 8,2 8,8 9,5 10,2 11,0 6,20 7,2 7,9 8,5 9,1 9,7 10,5 11,3 6,40 7,5 8,1 8,7 9,3 10,0 10,8 11,6 6,60 7,8 8,4 9,0 9,6 10,3 11,1 11,9 6,80 8,0 8,6 9,2 9,8 10,5 11,4 12,2 7,00 8,2 8,8 9,4 10,0 10,7 11,6 12,5 7,20 8,4 8,9 9,6 10,2 11,0 11,8 12,8
CB = 0,67726 LPP/B = 6,30 Sa20 = 8,58 m2
3.3- Cálculos de formas
¾ Elección de los coeficientes de carena:
COEFICIENTE DE BLOQUE (CB)
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….
Para una elección adecuada del CB haremos una media de los distintos resultados obtenidos mediante varias formulas.
• FORMULA DE ALEXANDER:
CB = K – 0,5V/ (3,28Lpp)1/2
Deducimos el valor de la constante K entrando en el gráfico de Alexander siendo K = 1,06 por lo que
CB = 1,06 – 0,5*18/(3,28*177,48)1/2 =0,68698
• FORMULA DE TOWNSIN:
CB = 0,7+0,125 atan (25(0,23-FN))
Siendo FN = V/ (g* Lpp)1/2 =9,26/ (9,8 * 177,47)1/2 = 0,222 tenemos que CB = 0,7+0,125(25(0,23-0,222))= 0,725
• FORMULA DE SCHNEEKLUTH:
CB1= (0,14/ FN)*(Lpp/ B + 20)*(1/6)= (0,14/0,222)*(177,48/27,78 +20)*(1/6)= 0,64005
CB2 = (0,23/ FN 2/3)*(Lpp/B +20)*(1/6)= (0,23/ 0,222 2/3 )*(178,47/
27,78+20)*(1/6)= 0,63675 CB medio = 0,6384
• FÓRMULA DE KATSOULIS:
CB= 0,8217*f * Lpp 0,42 * B -0,3072 * T 0,1721 * V -0,6135 Siendo f = 0,99 ya que es un carguero
CB = 0,8217*0,99*177,47 0,42 *27,78 –0,3072 * 10,81 0,1721 * 18 –0,6135 = 0,65900
• FÓRMULA DE KERLEN:
CB = 1,179 – 2,026 * FN que tendremos que tener en cuenta si CB > 0,78 CB = 1,179 – 2,026* 0,222= 0,7292
Por lo tanto no nos sirve ya que tiene que ser mayor que 0,78
MEDIA DEL CB: (0,68697+ 0,72467+ 0,6384 + 0,65900)/4 = 0,67726
CB = 0,67726
COEFICIENTE DE LA SECCIÓN MEDIA:
Para una elección adecuada del CM nos basamos en la formula de HSVA teniendo en cuenta el resultado del CB = 0,67726
CM = 1/ (1+ (1 – CB) 3,5)= 1/ (1 + (1 – 0,67726) 3,5) = 0,98126 CM = 0,98126
COEFICIENTE DE LA FLOTACIÓN (CWP):
Para obtener este coeficiente nos basamos en la fórmula de J.Torroja CWP = A + B * CB
Siendo A y B coeficientes que están en función del grado U/V de las secciones transversales, grado que se representa por un parámetro G que vale 0,5 para un carguero (un 50 % de formas en U) Los valores de A y B son:
A = 0,248 + 0,049* 0,5 = 0,2725 B = 0,778 – 0,035 * 0,5 = 0,7605
Utilizaremos el coeficiente de bloque obtenido anteriormente CB = 0,67726 y los anteriores que serán constantes
CWP = 0,2725 + 0,7605 * 0,67726 = 0,7875
CWP = 0,7875
COEFICIENTE PRISMÁTICO LONGITUDINAL (CP):
Para una elección adecuada nos basamos en la fórmula de H.E.
Saunders
CP = c1 + c2* FN +c3* FN 2 + c4 * Ln (FN) + c5 * (Ln (FN))2 En el siguiente gráfico se relacionan el coeficiente prismático longitudinal con el número de Fraude:
Y el gráfico siendo los valores de los coeficientes, los siguientes para las dos curvas, superior e inferior del gráfico.
Coeficiente Curva Inferior Curva Superior
C1 - 36,60 - 34,60
C2 57,51 53,90
C3 - 22,20 - 20,30
C4 - 23,00 - 22,00
C5 - 3, 97 - 3,86
Siendo FN = 0,222
CP superior = - 34,60 + 53,90 * 0,222 + (- 20,30)* 0,222 2 + ( -22,00 ) Ln(0,222) + ( -3,86) *(Ln 0,222) 2 = 0,7332
CP inferior = - 36,60 + 57,51 * 0,222 + (- 22,20) (0,222)2 + (- 23,00 * Ln (0,222) + (-3,97(Ln 0,222)2 = 0,693
Una fórmula de L.TROOST para estimar CP es:
CP = 1,2 – (2,12 x FN) = 0,7293 Y haciendo la media obtenemos:
CP (medio) = (0,7332 + 0,693 + 0,7293)/ 3 = 0,7185
POSICIÓN LONGITUDINAL DEL CENTRO DE CARENA (XB):
La posición longitudinal del centro de carena XB debe determinarse en base a consideración hidrodinámicas y de trimados del buque en las
distintas condiciones de carga. Teóricamente existe un valor óptimo de XB para el afinamiento y velocidad de cada buque, que se debería tratar de adoptar, intentando que la posición longitudinal coincida con este XB. Sin embargo, puede ser difícil que esta coincidencia se produzca en todas las condiciones de carga, por lo que frecuentemente se elige un XB de
compromiso entre ambos condicionantes.
Por otra parte, existe un margen bastante amplio en el valor del XB, dentro del cual su repercusión sobre la resistencia al avance es pequeña, lo que facilita una elección del XB adecuada a los dos aspectos, trimado y propulsión.
A continuación, se indica una fórmula publicada por L: Troost, sobre la posición adecuada del XB para que la resistencia al avance sea mínima.
XB = (17, 5 x CP) – 12, 5
XB = (17, 5 x 0, 7185) – 12, 5 = 0, 07375 % Lpp
Según el canal de experiencias hidrodinámicas holandés MARIN podemos aproximar el valor de la posición longitudinal del centro de carena mediante la siguiente fórmula:
XB = - 2,55 + 3,37 * CB – 4,67 – 17667* FN 5,36 –0,29 * CB –13 * FN 0,32 Siendo CB = 0,67726 FN = 0,222
XB = -15,70 % Lpp
En % de Lpp a proa de la maestra.
Según Van Lammeren:
XB max = 1.8 % Lpp a Pr de (Lpp / 2) XB min = -0.2 % Lpp a Pr de (Lpp / 2) Según SNAME:
XB = -0.8 % Lpp a Pr de la sección media
XB medio = (XB1 + XB Max + XB Min + XB2 + XB3)/5=-2.96% Lpp
Por lo tanto la situación del centro de carena en sentido longitudinal sea de 5.26 m. a popa de la cuaderna maestra.
LONGITUD DEL CUERPO CILINDRICO (LP):
Una aproximación adecuada de la longitud del cuerpo cilíndrico o paralelo se puede dar por la siguiente fórmula:
LP = - 658 + 1607CB – 914 CB 2 = -658 +1607* 0,67726 – 914 * 0,67726
2 = 11,1222% de LPP
LP = 11,122%LPP
LP = 19,7396 m.
SEMIÁNGULO DE ENTRADA EN LA FLOTACIÓN (ENTA):
Este semiángulo, ENTA, influye en la resistencia al avance de la carena y se puede estimar por la siguiente fórmula:
ENTA= 125,67B/ Lpp – 162,25 CP 2 + 234,32 CP 3 + 0,1551 (XB +6,8 (TA – TF) / T) 3
Siendo TRI = 0 = TF – TA ENTA = 22,8244º
¾ Directrices para la selección de las formas de la carena:
Algunas de las recomendaciones sobre las características que deben tener las formas de la carena son:
• Características normales:
- CB mayor de 0,75 - Cuerpo cilíndrico largo
- Número de Froude menor de 0,2 - CM próximo a 1
- Propulsor modernamente cargado
• Aspectos hidrodinámicos:
- La resistencia por formación de olas depende del cuerpo de entrada y de su transición hacia el cuerpo cilíndrico.
- El cuerpo cilíndrico y el cuerpo de salida no influyen en la resistencia por formación de olas si L / B es mayor de 5 como es nuestro caso.
- Los factores propulsivos dependen básicamente de la forma del cuerpo de salida.
- El factor de forma (1 + K) es bastante mayor de 1 y sensible a pequeñas modificaciones del cuerpo de salida.
- Un aumento del 10 % en la relación L / B produce una disminución de la potencia propulsora del 1,5 % a una velocidad de 15 a 17 nudos, la cual no nos afectara por tener una velocidad de servicio de 18 nudos.
- Un aumento del 10 % en la relación B / T produce un aumento de la potencia propulsora del 0,8 %, a todas las velocidades normales.
• Cuerpo de proa:
- Es importante suavizar el hombro de proa de la curva de áreas de las cuadernas.
- El bulbo de proa es efectivo para reducir la resistencia por olas, y su tamaño óptimo aumenta con el CB del cuerpo de proa, aunque nosotros no vamos a utilizar el bulbo de proa.
- La curva de áreas de cuadernas debe ser recta o ligeramente convexa.
- Las cuadernas deben ser en forma de U con costados verticales en su parte alta, con una transición hacia formas en V en su parte baja.
• Cuerpo de popa:
- La curva de áreas de cuadernas debe ser recta o ligeramente convexa.
- Las formas con cuadernas en forma de U requieren menor potencia propulsora que las que tienen cuadernas en V.
- Para valores muy altos del CB se obtienen buenos resultados con formas tipo gabarra con una góndola para alojar el motor propulsor.
3.4- Cálculo del peso en rosca (WR) y su centro de gravedad
La estimación, en la fase de proyecto, del peso en rosca de un buque y las coordenadas de su centro de gravedad, es una de las tareas más
importantes que debe abordar el proyectista, y una de las que presenta mayores dificultades.
Es muy importante una correcta evaluación del peso y centro de
gravedad en rosca, desde las primeras fases del proyecto, evitando errores iniciales, cuya corrección posterior puede ser difícil y costosa.
Por otra parte no es fácil el cálculo correcto del peso y centro de gravedad en rosca en la fase inicial del proyecto, porque se trata de
conceptos condicionados por muchos factores, que no es posible conocer en esa fase, o que exigen cálculos complejos difícilmente realizables entonces.
En este apartado se exponen métodos para calcular aproximadamente el peso y el centro de gravedad del buque en rosca.
Para su cálculo se divide el peso en rosca en tres partes:
- Peso de la estructura de acero.
- Peso de equipo y habilitación - Peso de la maquinaria.
¾ Cálculo del peso de la estructura de acero:
Para el cálculo del peso de la estructura de acero utilizaremos tres métodos y escogeremos el mayor de ellos poniéndonos en la situación más crítica:
- Método de D.G.M. Watson y A.W. Gilfillan - Método de Sv. Aa. Harvald y J. Juncher - Fórmulas de J.L. García Garcés
No utilizamos el método específico para cargueros porque es incompleto ya que no incluye el peso de superestructuras y casetas y aunque existan fórmulas para determinar dicho peso carecemos del volumen exacto de estas.
• METODO DE D.G.M.WATSON Y A. W. GILFILLAN:
El peso se expresa por la siguiente ecuación:
WST = K * E 1,36 (1 + 0,5 (CB* 80 * D - 0,7)) Donde los parámetros de que dependen son:
K = 0,029
E = Lpp (B + D) + 0,85 * Lpp (D – T)+ (1,45*Lpp – 11) escogiendo entre el valor 2000 – 7000 según esté más próximo.
CB80D = CB + (1+ CB) * (0,8*D – T)/ 3T Con esto obtenemos:
E = 177,48 (27,78 + 15,18) + 0,85 * 177,48* (15,18 – 10,81) + (1,45 * 177,48 – 11)
Por lo que E = 8530,1362
CB80D = 0,67726+ (1+ 0,67726)*(0,8 * 15,18 – 10,81) / 3*10,81
=2,9147
WST = 0,029 * 8530,1362 1,36 *(1+0,5 (2,9147 – 0,7)) = 13559,222 T
• METODO DE Sv. Aa. HARVALD Y J.JUNCHER:
El peso se expresa por la siguiente ecuación:
WST = Cs * (Lpp * B * D + Sup)
Siendo Cs = Cso + 0,064 e (- 0,5u – 0,10 u 2,45)
Cso = 0,0700 para cargueros de 1 cta.
U2, 45 =u 2,45
U = log 10 (DISW / 100)
Sup = 0,8 * B (1,45*Lpp – 11) Con esto obtenemos
U = Log 10 (36996,6308 / 100) = 2,5681 U 2,45 = 10,0826
Sup = 0,8 * 27,78(1,45*177,48 – 11) = 5474,7935 m 3 Cs = 0,0700 + 0,064 *e ( - 0,5 * 2,5681 –10 *10,.0826) = 0,07
WST = 0,07 * (177,48 * 27,78 * 15,18 + 5474,7935) = 5622,2726 T
• FORMULAS DE J. L. GARCÍA GARCÉS PARA BUQUES DE CARGA GENERAL DE LPP 60 Y 165 M
WST = 0, 02934 * Lpp 1, 5 * B * D 0,5 = KGWST = 0, 54747 * D + 1, 1725 LGWST = 0,44653 * Lpp + 0,614 Con lo que obtenemos:
WST = 0, 02934 * 177, 481, 5 * 27, 78 * 15, 18 0, 5 = 7508, 4858T KGWST = 0, 54747 * 15, 18 + 1, 1725 = 9, 4830 m
LGWST = 0, 44653 * 177, 48 + 0,614 = 79, 8641 m
Haciendo la media aritmética de los valores obtenidos con los métodos anteriores obtenemos un resultado:
WST = (5622,2726 + 7508,4858) / 2 = 6565,3792 Ton
¾ Calculo del peso de equipo y la habilitación:
En la fase inicial del proyecto no se conocen muchos detalles del buque para poder realizar un cálculo detallado del equipo. Por otra parte, la menor importancia de este peso respecto al peso del acero, permite aceptar
cálculos sencillos basados en las dimensiones y tipo de buque, siendo siempre conveniente la aplicación de un coeficiente de experiencia deducido siempre de un buque modelo.
Según D.G.W. Watson y A.W. Gilfillan se puede estimar el peso del equipo y de la habilitación por la siguiente fórmula:
WOA = Ke * Lpp * B Siendo, Ke = 0,39 si el estándar es sencillo
WOA = 0,39 * 177,48 * 27,78 = 1922,8538 T
¾ Calculo del peso de la maquinaria propulsora y auxiliar:
Las mismas ideas indicadas sobre el peso del equipo y habilitación, se aplican al peso de la maquinaria, por lo que se indican a continuación unas fórmulas sencillas para estimar este peso en función de la potencia,
revoluciones y tipo del motor propulsor y las dimensiones principales del buque. De nuevo se aconseja el uso de un coeficiente de experiencia.
WQ (Peso de maquinaria propulsora y auxiliar)
Definiremos WQ como la suma de: WME +WRP+WQR+WQE
• Peso 1 : Motor propulsor:
WME = 5+4* (MCO / N) 0,925 = 5 + 4 *(18307 / 121) 0,925 =420,3406 T
• Peso 2 : Resto de maquinaria propulsora:
WRP = Km * MCO 0,7 Siendo Km = 0,56
WRP = 0,56 * 18307 0,7 = 539,5355 T
• Peso 3: Otros elementos de la Cámara de máquina:
WQR = 0,03 * VMQ =
VMQ = Lpp * B * D *(0,042D/T – 0,04CB + (Lcm + Lap) * (CB – 0,02)/Lpp – 0,08)
Lcm = 2,53*Lpp 0,34 + 3,87*10 –6 MCO 1,5 = 2,53*177,48*0,34+3,87*10 –
6 *18307 1,5 =162,2542 m
Lap = 0, 04*Lpp = 0, 04*177, 48 = 7, 0992 m
VMQ = 177,48*27,78*15,18*(0,042*15,18/10,81 – 0,04*0,67726 + (162,2542+7,0992)*(0,67726 – 0,02)/177,48 – 0,08) = 49353,7043 m 3 WQR = 0,03 * 49353,7043 = 1480,61113T
• Peso 4: Línea de ejes fuera de Cámara de máquinas:
WQE = Kne * leje (5+ 0,0164 * Lpp) Siendo Kne = 1
Leje = 0,04 * Lpp = 0,04*177,48 = 7,0992m
WQE = 1*7,0992*(5+0,0164*177,48) = 56,1594 T
PESO TOTAL: WQ= WME +WRP+WQR+WQE = 2496, 64667 T
CALCULO DE LA POSICIÓN DEL C. DE GRAVEDAD DEL BUQUE EN ROSCA
• Centro de gravedad de la estructura de acero:
Para determinar con exactitud la posición del centro de gravedad es necesario realizar un cálculo detallado de pesos y momentos de los
distintos grupos en que se subdivide el peso en rosca, lo que es sólo posible en una fase avanzada del proyecto.
KGWST = (48 + 0,15 (0,85 – CBD) Lpp 2 / D 2) DA / D Donde CBD = CB + 0,35 * (D-T)*(1- CB)/T = 0,7229 DA = D = 15,18 m
KGWST = 50,6061 %D Correcciones:
- Por bulbo= -0,4%
Por tanto el centro de gravedad total de la estructura de acero será:
KGWST = (50,6061/100 – 0,4/100) x 15,18 = 7,62 m.
Como primera aproximación LGWST = (Lpp + 6) /2= (177,48 + 6) /2 = 91,74m
• Centro de gravedad del equipo y habilitación:
KGWOA = D + 1,25 + 0,01 (Lpp – 125) = 15,18+1,25+0,01(177,48-125) = 16,9547 m
Siendo 125 < Lpp < 250
• Centro de gravedad de maquinaria:
En la obra “Design charts for determinig main dimensions, main engine power and building costs of bulk carriers” de L.K. Kupras viene indicada la siguiente formula:
KGWQ = 0,17T + 0,36D = 0,17* 10,81 + 0,36 * 15,18 = 7,3025 m
WR = WST+WOA+WQ = 10984,8796 T. con margen de 3% = 11314,42T.
KGWR = [(WST*KGWST)+ (WOA*KGWOA)*(WQ*KGWQ)]/
[WST+WOA+WQ]
KGWR = 9,18183 m. con margen del 6% = 9,732 m.
METODO COMBINADO PARA EL CALCULO DE PESO Y CDG EN ROSCA DE BUQUES DE CARGA SECA
WR = 0,03329*Lpp 1,5 B*D 0,5 + 0,60004 MCO 0,70016 + 9*(MCO/N) 0,85003 + 0,12018 (Lpp*B) 1,0007 = 10335,8881 T
MARGEN = 1, 03*WR = 10645, 9648 T
KGWR = 1, 02815 * D 0, 87945 = 1, 02815 * 15, 18 0, 87945 =11, 2441 m MARGEN = 1, 08 * KGWR = 12, 1436 m
W (Peso) KG W * KG
Estructura de acero
6565,3792 7,62 50028,1895 Equipo y
habilitación
1922,8538 16,9547 32601,4093
Maquinaria 2496,6466 7,3025 18231,76231
Rosca 10984,8796 9,18183 m 100861,3611
3.5- Cálculo del desplazamiento
El cálculo del desplazamiento lo podemos desglosar en peso en rosca y peso muerto:
DISW = WR + WPM
El peso en rosca (WR) lo desglosaremos en peso de la estructura de acero, peso de las superestructuras y casetas de acero, peso del equipo y habilitación y peso de la maquinaria propulsora y auxiliar.
WR (peso en rosca) = WST + WSST + WOA + WQ WST = Peso de la estructura de acero
WSST = Peso de la estructura y casetas de acero WOA = Peso del equipo y habilitación
WQ = Peso de la maquinaria propulsora y auxiliar
El peso muerto (WPM) lo hemos establecido en 29500Tn, las partidas que integran el peso muerto se pueden descomponer en:
• Carga útil.
• Consumos, que a su vez lo clasificaremos en:
- Combustible.
- Aceite.
- Agua dulce, agua de alimentación y agua potable.
- Víveres.
• Tripulación y pasaje, tomándose 125Kg/persona.
• Pertrechos.
