UNIVERSIDAD POLITÉCNICA DE MADRID Escuela Técnica Superior
de Ingenieros Navales
MADRID
TRABAJO FIN DE GRADO EN ARQUITECTURA NAVAL
Nº GAN-197
Metanero de 173000m3. Dimensionamiento y cálculo de la cuaderna maestra.
Autor:
Lorea Valmorisco Ruiz de Viñaspre
Tutor:
Jaime Pancorbo Crespo
Junio 2019
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A mis abuelos Marcial y Conchi.
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Resumen
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Resumen
El objetivo de este trabajo es realizar los cálculos preliminares de arquitectura naval y el escantillonado de los refuerzos ordinarios de la cuaderna maestra de un buque metanero de 173000 m3de capacidad de carga.
Para ello, se procede en primer lugar a realizar el dimensionamiento del buque a partir de una base de datos. Posteriormente se procede a generar las formas del casco en Rhinoceros y a la realización de transformaciones paramétricas para obtener las dimensiones finales del buque.
Se llevará a cabo, así mismo, la predicción de potencia y se elegirá el motor propulsor, que será un referente a la hora de dimensionar la cámara de máquinas.
El siguiente paso del proyecto será realizar la disposición general del buque, atendiendo a la reglamentación de la sociedad de clasificación elegida, Bureau Veritas, y a lo establecido en el código para gaseros IGC.
Posteriormente, se llevarán a cabo los cálculos del arqueo y el francobordo, para proceder más adelante, a la evaluación de la estabilidad intacta en el programa “Maxsurf” y la comprobación de los criterios de estabilidad aplicables al buque en cuestión. Con este programa se podrá calcular la resistencia longitudinal del buque en cada condición de carga que haya sido definida y se podrá obtener un momento flector máximo que se utilizará para escantillonar la cuaderna maestra.
Por último, se efectuará un análisis preliminar de la estructura del buque al realizar el dimensionamiento estructural de las chapas y refuerzos ordinarios de la cuaderna maestra así como de uno de los mamparos del cofferdam. Esto se llevará acabo mediante el programa Mars de Bureau Veritas.
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Abstract
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Abstract
The aim of this project is to make the calculations related to Naval Architecture and the scantling of the midsection ordinary stiffeners of a 173000 m3 cargo capacity gas carrier.
The first step is to size the vessel hull considering a data base. After that is to generate the hull lines with the aid of Rhinoceros so that the final hull dimensions are obtained using parametric transformations.
The power of the main engine will be estimated as well and ita dimensions and other characteristics will be chosen. This will be useful to size the engine room of the vessel.
Therefore, following the rules from Bureau Veritas and IGC Code the general arrengement will be made.
Besides, freeboard and gross tonnage calculations will be done in order to use Maxsurf to evaluate the intact stability of the vessel and stability main criteria will be checked.
One of the advatages of this programme is that it calculates the longitudinal strength of the vessel so that bending moments can be obtained. The máximum bending moment willl be used to calculate the misdection scantling.
Lastly, using Mars, one of Bureau Veritas’ software, it will be posible to calculate the scantling of the plates and ordinary stiffeners as well as the scantling of one of the cofferdam’s bulkhead .
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Agradecimientos
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Agradecimientos
En este trabajo quiero expresar mi agradecimiento a la Escuela Técnica Superior de Ingenieros Navales (ETSIN) de la Universidad Politécnica de Madrid por haberme dado la oportunidad de adquirir los conocimientos necesarios para formarme profesionalmente y por despertarme el interés en este mundo, así como por ayudarme a crecer tanto en lo profesional como en lo personal.
Me gustaría agradecer especialmente a mi tutor Jaime Pancorbo por toda su atención y ayuda prestada a lo largo de la realización de este trabajo, por tanto tiempo dedicado y por todos los conocimientos aportados.
Agradecer, por supuesto, a toda mi familia y amigos todo el apoyo que me han brindado y todo lo que me han aportado, en especial a Nacho y a María.
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Índice
xi
Índice
Resumen ... v
Abstract... vii
Agradecimientos ... ix
Índice ... xi
Índice de figuras ... xiii
Índice de tablas ... xv
Buques metaneros y principales rutas ... 1
Dimensiones principales y derivación de formas ... 5
2.1. DIMENSIONES PRINCIPALES ... 5
2.1.1 Relación LppB / V ... 5
2.1.2 Obtención del puntal de diseño (D) ... 6
2.1.3 Obtención del calado de proyecto (T) ... 7
2.1.4 Obtención de la manga (B)... 7
2.1.5 Obtención de la eslora entre perpendiculares (Lpp) ... 8
2.1.6 Cálculo del coeficiente de bloque (CB) ... 8
2.1.7 Cálculo del desplazamiento (Δ), peso muerto (PM) y peso en rosca (PR)... 9
2.2. DERIVACIÓN DE FORMAS ... 10
2.2.1 Obtención de las dimensiones finales ... 10
2.2.2 Bulbo de proa y longitud del cuerpo cilíndrico ... 11
2.2.3 Hidrostáticas y curva de áreas ... 14
2.2.4 Curvas KN: Carenas Inclinadas ... 16
2.2.5 Estimación de la potencia y elección del motor propulsor ... 17
Disposición general ... 21
3.1. Disposición de mamparos y doble fondo: ... 21
Mamparo de colisión: ... 21
3.2. Disposición de la zona de carga: ... 23
3.3. Cámara de máquinas y tanque de combustible ... 25
3.4. Espaciado entre cuadernas, varengas y bulárcamas ... 26
3.5. Otros elementos ... 26
Estimación del Arqueo 69 y Francobordo ... 29
4.1. ARQUEO ... 29
Arqueo Bruto ... 29
Arqueo Neto ... 30
4.2. FRANCOBORDO ... 31
Evaluación de la estabilidad ... 39
5.1. ESTABILIDAD INTACTA ... 39
5.1.1 Condiciones de carga... 39
5.1.2 Criterios de estabilidad ... 43
5.2. ESTIMACIÓN DEL PESO EN ROSCA Y RESISTENCIA LONGITUDINAL ... 45
5.2.1 Estimación del peso en rosca ... 45
5.2.2 Resistencia longitudinal ... 48
Escantillonado de la cuaderna maestra ... 51
6.1. INTRODUCCIÓN ... 51
6.1.1 Elección del tipo de estructura y espaciado de refuerzos primarios... 51
6.1.2 Solicitaciones ... 51
6.2. ESCANTILLONES MÍNIMOS ... 53
6.2.1. Espesores mínimos reglamentarios de chapa ... 53
6.2.2 Espesores mínimos reglamentarios de refuerzos ordinarios ... 57
6.2.3 Espesores mínimos reglamentarios de refuerzos primarios ... 57
6.3. ANÁLISIS CON MARS ... 58
6.3.1 Análisis inicial ... 58
Índice
xii
6.3.2 Análisis final ... 59
6.4 MAMPARO DEL COFFERDAM ... 62
6.4.1 Introducción ... 62
6.4.2 Escantillonado del mamparo ... 63
Conclusiones ... 67
Referencias ... 69
Anexo I: Base de datos ... 1
Anexo II: Hidrostáticas ... 1
Anexo III: Equilibrio ... 1
Anexo IV: Curvas GZ ... 1
Anexo V: Capacidades y llenado de tanques ... 1
Anexo VI: Criterios de Estabilidad Intacta ... 1
Anexo VII: Plano de formas ... 9
Anexo VIII: Disposición general ... 10
Anexo IX: Cuaderna maestra ... 11
Índice de figuras
xiii
Índice de figuras
Ilustración 1.1 Gasero tanques independientes ... 16
Ilustración 1.2 Gasero tanques membrana ... 16
Ilustración 1.3 Esquema de membrana NO96 ... 3
Ilustración 1.4 Distribución , producción y consumo mundial de gas natural % ………….... 3
Ilustración 1.5 Principales rutas de buques gaseros en 2017 ………...4
Ilustración 2.1.1.1 Relación LppB / Vtanques ……….……….….6
Ilustración 2.1.2.1 Relación LppBD/ Vtanques ……….………...….6
Ilustración 2.1.3.1 Relación LppBT/ Vtanques ……….………....7
Ilustración 2.1.4.1 Obtenciónde la manga ……..……….………....7
Ilustración 2.1.5.1 CoeficienteK de Alexander……….………...8
Ilustración 2.1.7.1 Cálculodel peso muerto ……….……….………...10
Ilustración 2.2.1.1 Vista 3D buque modelado ……..………...11
Ilustración 2.2.2.1 Altura Hx medida en Rhinoceros ……..………..………....12
Ilustración 2.2.2.2 Abscisa Xx medida en Rhinoceros……..………..………..13
Ilustración 2.2.2.3 Área transversal en función de CB y Lpp/B para Hx/T=45 ………...…..13
Ilustración 2.2.3.1 Curva de áreas …………..………... 16
Ilustración 1.2.4.1 Curvas KN ………...…………..16
Ilustración 2.2.5.1 Representación gráfica resistencia al avance frente a la velocidad …..17
Ilustración 2.2.5.2 Relación de coeficientes propulsivos ………..17
Ilustración 2.2.5.3 Características motor propulsor elegido I ………..19
Ilustración 2.2.5.4 Características motor propulsor elegido II ………...…..20
Ilustración 3.2.1 Esquema geometría tanques de carga ………..24
Ilustración 5.1.2.1 Gráfica criterio de viento ………...………44
Ilustración 5.2.2.1 Gráfico resistencia longitudinal del buque salida de puerto en lastre....49
Ilustración 6.3.1.1 Espesores iniciales planchas ………...58
Ilustración 6.3.1.2 Refuerzos ordinarios iniciales ………..59
Ilustración 6.3.2.1 Características estructurales de la sección ………...59
Índice de figuras
xiv
Ilustración 6.3.2.2 Espesores finales chapas ………60
Ilustración 6.3.2.3: Refuerzos finales ordinarios ………...60
Ilustración 6.3.2.4 Escantillonado refuerzos ordinarios ………...………61
Ilustración 6.3.2.5: Escantillonado de chapas ………..62
Ilustración 6.4.1.1 Disposición de los refuerzos y chapas del mamparo ………..63
Ilustración 6.4.2.1 Espesores de chapas ………63
Ilustración 6.4.2.2 Refuerzos verticales ………..64
Índice de tablas
xv
Índice de tablas
Tabla 2.1.2 Especificaciones de buque ……….……...…5
Tabla 2.2.1.1 Características principales finales buque ... 11
Tabla 2.2.2.1 Valor de LP en función de CB ………. 14
Tabla 2.2.3.1 Valores hidrostáticas ...………. 14
Tabla 3.1.1 Resumen disposición de mamparos ………...……….. 22
Tabla 3.1.2 Capacidad neta de tanques de carga ………24
Tabla 3.1.3 Dimensiones tanques ………...25
Tabla 4.2.1 Esloras efectivas de superestructuras ...………33
Tabla 4.2.2 Cálculo de arrufo en las mitades de proa y popa ……….33
Tabla 5.1.1.1 Equilibrio: Salida de puerto: plena carga ………39
Tabla 5.1.1.2 Equilibrio: Llegada a puerto: plena carga ………...………40
Tabla 5.1.1.3 Equilibrio: Salida de puerto: lastre ………...…40
Tabla 5.1.1.4 Equilibrio: Llegada a puerto: lastre ………...…...…40
Tabla 5.1.1.5 Equilibrio: Salida de puerto: tanques de carga pares llenos .………..41
Tabla 5.1.1.6 Equilibrio: Llegada a puerto: tanques de carga pares llenos …...…….……..41
Tabla 5.1.1.7 Equilibrio: Salida de puerto: tanques de carga impares llenos ………….…..41
Tabla 5.1.1.8 Equilibrio: Llegada a puerto: tanques de carga impares llenos ………..42
Tabla 5.1.1.9 Resumen llenado de tanques en cada caso de carga ……….42
Tabla 5.1.2.1 Cumplimiento criterios mínimos estabilidad: condición 1-4 ……….43
Tabla 5.1.2.2 Cumplimiento criterios mínimos estabilidad: condición 5-8 ……….44
Tabla 5.2.2.1 Momentos flectores máximos para cada condición de carga ………..49
Tabla 6.2.1.1 Resumen espesores finales mínimos ………...…..57
Tabla 6.4.2.1 Escantillonado de los elementos del mamparo ……….64
Buques metaneros y principales rutas
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Capítulo 1 Buques metaneros y principales rutas
Los metaneros o LNG son buques destinados a transportar gas natural licuado a granel a muy bajas temperaturas, aproximadamente a -163ºC y a presión atmosférica. Son buques que presentan un alto grado de tecnología y sofisticación.
El gas natural es un combustible fósil compuesto casi en su totalidad por metano, incluyendo además ciertas cantidades de otros gases como etano, nitrógeno o dióxido de carbono. Se ha formado como resultado de la degradación de la materia orgánica en el subsuelo al no estar en contacto con el aire y al haber estado expuesta a altas temperaturas y presiones debido al peso de las capas de roca que se iban formando encima durante millones de años.
Cabe destacar la baja densidad que presenta este gas, aproximadamente 450 kg/m3, así como las altas temperaturas de ignición del mismo, entre 500 y 600ºC, siendo esto muy positivo.
El transporte de este tipo de carga tiene sus inicios en los años 20 y poco a poco, gracias a los nuevos avances tecnológicos, los sistemas de contención de la carga se fueron mejorando, pasando así de transportar el gas en tanques presurizados a temperatura ambiente hasta alcanzar temperaturas de alrededor de -163ºC, consiguiéndose así reducir considerablemente (hasta 600 veces) el volumen de la carga transportada y aprovechar más la capacidad de carga de estos buques.
En función del tipo de sistema de contención que tengan estos buques se pueden clasificar, según la OMI, en los siguientes grupos:
- Tanques independientes - Tanques de membrana - Tanques de semi-membrana - Tanques integrales
- Tanques con aislamiento interno
Sin embargo, son los dos primeros tipos de tanques los que son más comunes y utilizados en estos buques.
Ilustración 1.1 Gasero tanques independientes Ilustración 1.2 Gasero tanques membrana
Buques metaneros y principales rutas
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Los tanques independientes se caracterizan en que no son estructurales, es decir, no forman parte de la estructura del buque en sí y por ello no contribuyen a su resitencia estructural. Estos tanques pueden dividirse a su vez en tres tipos en función de la forma y de la presión interior de cada uno de ellos en tanques de tipo A, B o C.
- Tipo A: son tanques refrigerados que transportan la carga a presión atmosférica (< 0,25 bar) y tienen forma prismática. Estos tanques constan además de un sistema secundario de contención de carga para evitar fugas y están divididos por un mamparo longitudinal central y varios mamparos transversales para reducir asi el efecto de las superficies libres y evitar un empeoramiento de la estabilidad.
- Tipo B o Moss: tanques esféricos que portan al igual que el tipo anterior carga totalmente refrigerada. Más económicos que los tanques tipo A al necesitar solo una barrera secundaria parcial. Tienen como ventaja el no presentar problemas de sloshing frente al resto de tanques prismáticos.
- Tipo C: tanques de forma cilíndrica generalmente y semipresurizados aunque también pueden ser totalmente presurizados, capaces de aguantar temperaturas inferiores a los anteriores, comprendidas entre los -10 y -48º. Al igual que nos tanques tipo B, no requieren barreras secundarias para las fugas. Principalmente, se usan para el transporte de LPG.
Los tanques de membrana son, por el contrario, tanques estructurales, es decir, forman parte de la estructura del casco del buque y su diseño está compuesto una membrana y varias capas de aislante que la separan del casco. Su diseño está pensado para compensar las dilataciones y contracciones térmicas del material a la vez que para proteger el casco de posibles fugas.
Poseen, una barrera primaria y otra secundaria de forma que el peso de la carga se transmite al casco y, se protege de la misma manera, la estructura del mismo de las temperaturas de criogenización del interior de los tanques (-163ºC). Se caracterizan por tener un coeficiente de dilatación térmica muy bajo reduciéndose así las tensiones térmicas en el material y por no soportar presiones mayores de 0,7 bar.
Se pueden clasificar principalmente en dos tipos, conforme a la información proporcionada por la empresa Gaztransport & Technigaz (GTT) [1], la cual tiene la patente de estos sistemas:
- Tanques Mark III: Este sistema de contención está formado por una membrana metálica primaria colocada sobre un panel de aislamiento prefabricado formando así otra membrana secundaria.
- Tanques NO96: Este tipo de revestimiento está compuesto por dos membranas metálicas herméticas y finas idénticas y dos capas de aislante independientes. Será el utilizado para el diseño de los tanques de este proyecto según la especificación.
Membrana NO96
Las dos membranas primaria y secundaria que componen este sistema están fabricadas en acero Invar con un contenido del 36% de níquel; el espesor de cada una de ellas es de 0,7 mm y su anchura es de 500 mm. La membrana primaria es la que está en contacto directo con la carga del interior del tanque mientras que la secundaria asegura la carga al 100% en caso de que se produzca alguna fuga.
Buques metaneros y principales rutas
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Las dos capas de aislante consisten en un sistema de paneles prefabricados de madera contrachapada rellenos de perlita expandida. Estos espacios se lavan continuamente (flush) con gas de nitrógeno y la detección de hidrocarburos presentes en el nitrógeno permite controlar la integridad de la membrana.
El tamaño estándar de los paneles es de 1m x 1,2m x 0,6m y el espesor de las capas primaria y secundaria es de 230mm y 300mm respectivamente.
Ilustración 1.1 Esquema de la membrana NO96
Principales rutas y países importadores y exportadores.
En los últimos años, el mercado del gas natural ha ido creciendo y expandiéndose, llegándose a transportar hasta mil millones de metros cúbicos en la actualidad, lo que supone la tercera parte de la producción mundial [2].
Actualmente, Estados Unidos ha logrado posicionarse como el segundo productor del mundo de gas natural, justo por detrás de Rusia, debido al auge del shale gas, lo que ha producido un incremento de las reservas a nivel mundial de gas natural.
Aun así, tal y como se aprecia en la imagen adjunta, es en Oriente Medio donde se encuentran las mayores cantidades de gas natural, un poco más del 40%, seguido de Rusia, con más de la cuarta parte de las reservas.
Como países europeos en la producción de gas natural, destacan Noruega y Países Bajos.
Ilustración 1.4 Distribución, producción y consumo mundial de gas natural %
Buques metaneros y principales rutas
4
Debido a todo esto, no es de extrañar que Estados Unidos haya aumentado considerablemente sus exporaciones hasta casi el 50% a zonas como México, Europa o algunos países de África, posicionándose junto con Rusia y Catar en el tercer país exportador de gas natural a nivel mundial.
Japón, por el contrario, se sitúa como el primer país importador de gas natural del mundo, principalmente de Estados Unidos o Australia, país en el cual también se encuentran concentraciones importantes de shale gas.
Como países importadores también se destacan Algeria, Brasil, Argentina, Alemania, Italia o Corea.
Como resumen, se puede concluir que, en cuanto a combustible y energía fósil, el gas natural es el que mayor tasa de crecimiento mundial está experimentando en los últimos años al considerarse de gran interés en cuanto aspectos energéticos se refiere.
Ilustración 1.5: Principales rutas de buques gaseros en 2017
Dimensiones principales y derivación de formas
5
Capítulo 2 Dimensiones principales y derivación de formas
En este capítulo se tiene como objetivo principal la obtención de las dimensiones principales del buque por medio de regresiones y el posterior modelado de las formas partiendo de un buque base.
Para la obtención de las dimensiones principales se realiza, en primer lugar, una base de datos con buques de características similares a las requeridas y posteriormente se crean las correspondientes regresiones lineales.
Se utiliza, además, el programa Maxsurf Resistance para la predicción de potencia del buque.
2.1. DIMENSIONES PRINCIPALES
La obtención de las dimensiones principales se realiza por medio de regresiones. Para ello se crea una base de datos en la que se utilizan los buques gaseros registrados por Bureau Veritas que cuenten con las siguientes características:
Tabla 2.1.1 Características buques de base de datos
Año de construcción A partir de 2008
Eslora 270 < L< 310 m
Las especificaciones del buque son las siguientes:
Tabla 2.1.2 Especificaciones de buque
Capacidad de carga 173.000 m3 Velocidad de servicio 19,5 kn
En el Anexo I aprecia la base de datos con los buques correspondientes y sus principales características.
2.1.1 Relación LppB / V
La primera regresión que se ha obtenido ha sido la relación entre la eslora entre la eslora entre perpendiculares y la manga con el volumen de carga:
Dimensiones principales y derivación de formas
6
Ilustración 2.1.1.1 Relación LppB / Vtanques
LppB = (0,0732 · Vtanques) + 861,01 = 13525 m2
2.1.2 Obtención del puntal de diseño (D)
Esta relación permitirá conocer el puntal de diseño del buque, ya que el valor LppB es conocido:
LppBD = (2,4595 · Vtanques) − 65569 = 359925m3 Se obtiene por lo tanto el puntal de diseño:
𝐃 =(LppBD)
LppB =359925
13524 = 26,60 m
y = 0.0732x + 861.01 R² = 0.8165
10 11 12 13 14 15 16
150 155 160 165 170 175 180 185
LppB 10^3 (m^2)
V tanques 10^3 (m^3)
Lpp·B / V tanques
y = 2.4595x - 65569 R² = 0.7638
250 270 290 310 330 350 370 390 410 430
150 155 160 165 170 175 180
LppBD 10^3 (m^3)
V tanques 10^3 (m^3)
Lpp·B·D / V tanques
Ilustración 2.1.2.1 Relación LppBD / Vtanques
Dimensiones principales y derivación de formas
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2.1.3 Obtención del calado de proyecto (T)
Se ha obtenido la siguiente regresión, la cual da el valor del que será el calado de proyecto del buque:
LppBT = (0,8828 · Vtanques) + 16733 = 169457 m3 El calado de proyecto se calcula como:
𝐓 =(LppBT)
LppB =169457
13525 = 12,53 m
2.1.4 Obtención de la manga (B)
145 150 155 160 165 170 175 180 185 190
150 155 160 165 170 175 180 185
LppBT 10^3 (m^3)
V tanques 10^3 (m^3)
Lpp·B·T / V tanques
y = 2.4595x - 65569 R² = 0.7638Ilustración 2.1.3.1 Relación LppBT / V tanques
y = 0.0002x + 11.849 R² = 0.6939
40 42 44 46 48 50 52 54
150 155 160 165 170 175 180 185
B (m)
V tanques 10^3 (m^3)
B / V tanques
Ilustración 2.1.4.1 Obtención de la manga
Dimensiones principales y derivación de formas
8
𝐁 = (0,0002 · Vtanques) + 11,849 = 46,45 m
2.1.5 Obtención de la eslora entre perpendiculares (Lpp)
Conocidos ya los valores anteriores, se puede calcular el valor de la eslora entre perpendiculares, para ello se utilizan los resultados obtenidos en la relación LppB / Vtanques:
𝐋𝐩𝐩 =13524,61
46,45 = 291,16 m2
2.1.6 Cálculo del coeficiente de bloque (CB)
Para el cálculo del coeficiente de bloque se acude al libro Proyecto Básico del Buque Mercante [1] donde se exponen los métodos de cálculo posibles de este coeficiente, el cual tiene gran importancia en cuanto a efectos de resistencia al avance del buque se refiere:
Fórmula de Alexander
CB = K − 0,5 v (3,28 · Lpp)12
El valor del factor K se puede obtener a partir de la gráfica mostrada a continuación, para ello previamente se calcula el siguiente dato:
v
√3,28 Lpp= 19,5
√3,28 · 293,16= 0,63 Siendo v la velocidad de servicio en nudos.
Ilustración 2.1.6.1 Coeficiente K de Alexander
Se obtiene, por tanto, un valor del coeficiente K de aproximadamente 1,07.
De manera que el coeficiente de bloque obtenido por este método es:
CB = 1,07 − 0,5 19,5 (3,28 · 293,16)12
≈ 0,76
Dimensiones principales y derivación de formas
9 Fórmula de Townsin
El coeficiente de bloque se calcula según esta fórmula como:
CB = 0,7 + 0,125 · arctag(25 · (0,23 − Fn)) Siendo 𝐹𝑛 el número de Froude: 𝐹𝑛 = v
√gL= 0,187 Obteniéndose un coeficiente de bloque de:
CB = 0,7 + 0,125 · arctag(25 · (0,23 − 0,187)) = 0,80
Fórmula de Schneekluth
Este método ofrece dos fórmulas para el cálculo del coeficiente de bloque y son válidas siempre y cuando:
0,14 < Fn < 0,32 0,48 < CB < 0,85
Se procede, por tanto, al cálculo de los coeficientes y se comprueba si son válidas:
a) CB =0,14
Fn ·
Lpp B +20
26 = 0,75 b) CB =0,23
Fn23
·
Lpp B +20
26 = 0,71 Fórmula de Katsoulis
CB = 0,8217 · f · Lpp0,42· B−0,3072 · T0,1721· v−0,6135 = 0,71 Siendo el término f = 1,04, específico para gaseros
Fórmula de Kerlen
Este método es válido para buques llenos que tengan un CB > 0,78:
𝐶𝐵 = 1,179 − 2,026 𝐹𝑛 = 0,8
Una vez calculados los posibles coeficientes de bloque a partir de estos métodos, para obtener el valor final del coeficiente de bloque del buque, se opta por calcular la media de todos estos valores, de manera que se obtiene un valor de:
𝐂𝐁 = 0,75
2.1.7 Cálculo del desplazamiento (Δ), peso muerto (PM) y peso en rosca (PR)
Se procede ahora a hacer el cálculo, como una primera aproximación, del desplazamiento del buque, para ello se utiliza la siguiente expresión:
𝐶𝐵 =Δ/ρ LBT
Dimensiones principales y derivación de formas
10
Despejando en desplazamiento se obtiene un valor del mismo de:
𝚫 =131106 t
A partir de la siguiente regresión, se puede obtener el peso muerto del buque:
Ilustración 2.1.7.1 Cálculo del peso muerto
𝐏𝐌 = 0,2624 · 173000 + 46163 = 91558 t Por consiguiente, el peso en rosca del buque será:
𝐏𝐑 = 131106,11 − 91558,2 = 39548 t
Cabe mencionar, que estos valores calculados son una primera aproximación y forman parte de la primera etapa de la espiral de proyecto.
2.2. DERIVACIÓN DE FORMAS
2.2.1 Obtención de las dimensiones finales
Una vez conocidas las dimensiones del buque, se procede a la derivación de sus formas;
para ello se utiliza en programa de Rhinoceros.
Para la realización de las mismas se parte de un buque base de un PFC de la escuela de características y dimensiones similares.
En Rhinoceros se modela ese buque base para posteriormente introducirlo en Maxsurf Modeler y mediante transformaciones paramétricas conseguir las dimensiones deseadas.
Estas transformaciones se elige realizarlas fijando el calado de diseño obtenido en las regresiones (T=12,53m) y el coeficiente de bloque (CB=0,75), pudiéndose variar por lo tanto las dimensiones de eslora y manga.
De esta manera se obtienen las nuevas formas y características principales que a continuación se muestran:
y = 0.2624x + 46163 R² = 0.6884
80 82 84 86 88 90 92 94 96 98 100
150 155 160 165 170 175 180 185
PM 10^3 (ton)
V tanques 10^3 (m^3)
PM / V tanques
Dimensiones principales y derivación de formas
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Tabla 2.2.1.1 Características principales finales del buque
Características principales
LOA (m) 305,80
Lpp (m) 291,00
B (m) 46,35
T (m) 12,53
D (m) 26,60
Δ (t) 133706
CB 0,75
CP 0,78
Capacidad de carga (m3) 173000
Ilustración 2.2.1.1 Vista 3D buque modelado
2.2.2 Bulbo de proa y longitud del cuerpo cilíndrico
La presencia del bulbo de proa beneficia al buque de diferentes maneras, por ejemplo, reduciendo la resistencia por formación de olas atenuando y amortizando las olas formadas por el propio buque.
Cabe mencionar que las formas del bulbo se modificaron ligeramente para cumplir con los criterios establecidos por los parámetros que la continuación se definen, tal y como se indica en el libro de Meizoso [3].
Altura del punto de máxima protuberancia (Hx)
Se define como la mínima distancia entre la línea base y el punto más a proa del bulbo y se debe cumplir que:
0,35 <𝐇𝐱
𝐓 < 0,55 Siendo T el calado de diseño del buque.
Dimensiones principales y derivación de formas
12
Se comprueba en Rhinoceros que se cumple con la relación:
Ilustración 2.2.2.1 Altura Hx medida en Rhinoceros
𝐇𝐱
𝐓 = 6,51
12,53= 0,52
Abscisa del punto de máxima protuberancia (Xx)
Depende de la altura del bulbo y es la distancia horizontal desde la perpendicular de proa hasta el punto más a proa del bulbo.
Para las condiciones de plena carga y lastre se calcula de la siguiente manera:
X = Xx
Lpp= 0,2642 · CB · B
Lpp− 0,0046 = 0,0271 m De manera que despejando se obtiene el valor de la abscisa Xx:
Xx = X · Lpp = 7,89 m
Este parámetro no es tan crítico como la altura y se permiten variaciones en su dimensión.
La longitud medida en Rhinoceros es de 7,11 m tal y como se aprecia en la imagen, valor que se considera válido.
Dimensiones principales y derivación de formas
13
Ilustración 2.2.2.2: Abscisa Xx medida en Rhinoceros
Área transversal (Sa20)
Se calcula como el área de la sección 20 entre el área en la sección 10 al calado de diseño.
En la siguiente tabla definida en el libro de Meizoso [3], se presentan en función del coeficiente de bloque y de la relación eslora-manga los valores de área transversal, interpolando estos valores se podrá obtener el valor del área transversal óptimo del buque.
Es importante mencionar que los valores de esta tabla son aptos para bulbos que tengan una altura media de Hx/T=0,45, de manera que por cada centésima de diferencia de altura que posea el bulbo de este buque se deberá aumentar o reducir este valor un 0,1%.
Mencionar también que el rango de valores medio de la sección transversal Sa20 para buques gaseros es del 10-14%.
Ilustración 2.2.2.3 Área transversal en función de CB y Lpp/B para Hx/T=45
Entrando en la tabla, se interpola para obtener el valor del área transversal siendo éste:
Sa20 = 9,78
Dimensiones principales y derivación de formas
14
Al ser la relación del bulbo de este buque Hx/T=0,52, se debe aumentar el valor del área transversal obtenida un 0,7%, obteniéndose así el que sería el valor final de este área.
𝐒𝐚𝟐𝟎 = 10,48
Se comprueban ahora, con ayuda de Rhinoceros, las áreas de las secciones S10 y S20 siendo estas 576,87 m2 y 63,43 m2 respectivamente y se obtiene, por tanto, la siguiente relación:
S20
S10· 100 = 11
Por lo tanto, se puede considerar que el bulbo modelado es adecuado para el buque al estar los parámetros principales que lo definen dentro de los valores medios.
Es importante también, a la hora de realizar las formas, tener en cuenta la longitud del cuerpo cilíndrico al estar este directamente relacionado con los costes de construcción del casco, por lo que interesa que su valor sea cercano al valor recomendado. De nuevo, en el libro de Meizoso [1], se toma como guía para este cálculo:
Tabla 2.2.2.1 Valor de LP en función de CB
CB LP (%Lpp)
0,81 44,0
0,76 34,5
0,73 29,5
0,70 19,0
0,67 8,5
Para un coeficiente de bloque de 0,75, como es el caso, se interpola y se obtiene un valor del cuerpo cilíndrico del 32,83% de la eslora entre perpendiculares, es decir:
LP = 95,55 m
En la curva de áreas que se comenta en el siguiente apartado, se observa que la longitud del cuerpo cilíndrico del buque es de aproximadamente 100 m, valor que se considera aceptable y válido.
2.2.3 Hidrostáticas y curva de áreas
Hidrostáticas
Una vez realizadas ya las transformaciones paramétricas correspondientes y comprobado que se cumplen con todos lo anterior, se procede a obtener, de nuevo con Maxsurf, las curvas hidrostáticas del buque al calado de diseño, las cuales se definen en la siguiente tabla:
Dimensiones principales y derivación de formas
15
Tabla 2.2.3.1 Valores hidrostáticas
Hidrostáticas para T=12,53 m
Desplazamiento - (∆) (t) 133706
Volumen desplazado - (m3) 130444
Calado en la sección media - (T) (m) 12,53
Eslora en la flotación- (WLL) (m) 298,04
Manga máxima- (B) (m) 46,35
Superficie mojada (m2) 17558,42
Área en la flotación (m2) 12015,33
Coeficiente prismático - CP 0,78
Coeficiente de bloque - CB 0,75
Coeficiente de la flotación 0,99
Coeficiente de la maestra - (CM) 0.87
Posición longitudinal del centro de carena - (LCB) (m) 148,39 Posición longitudinal del centro de flotación - (LCF) (m) 137,13
Altura del centro de carena - (KB) (m) 6,66
Radio metacéntrico longitudinal - (BML) (m) 14,56 Radio metacéntrico transversal - (BMT) (m) 544,21 Altura del metacentro transversal - (m) 21,22 Altura del metacentro longitudinal - (m) 550,87 Toneladas por cm de inmersión - (TCI) 123,16 Momento para trimar el buque 1 cm - (MTc) 2530,96
Las curvas hidrostáticas, también llamadas carenas rectas, representan en función del calado diversas características geométricas de las formas del buque y dependen únicamente de las mismas. No dependen de la situación de carga del buque.
En el Anexo II se presenta una tabla con más detalle de las mismas a diferentes calados.
Curva de áreas
Se muestra la curva de áreas a continuación, en la que se representa el área de cada sección del buque a lo largo de la eslora, se obtiene también por medio del programa Maxsurf.
Esta curva aporta, así mismo, información acerca del comportamiento hidrodinámico que tendrá el buque y su resistencia al avance.
(∆)
Dimensiones principales y derivación de formas
16
Ilustración 2.2.3.1 Curva de áreas
Se puede apreciar la transición suave entre los cuerpos de proa y popa y el cuerpo cilíndrico (shoulders), aproximando además los radios de curvatura de los shoulders a un valor mayor que 0,3 veces el área de la maestra.
Se observa también que las zonas desde los hombros de proa y popa hacia los extremos de proa y popa se aproximan a una recta.
2.2.4 Curvas KN: Carenas Inclinadas
Las curvas KN o carenas inclinadas hacen referencia a la estabilidad de formas, es decir, no dependen de la condición de carga del buque.
Ilustración 3.2.4.1 Curvas KN -5
0 5 10 15 20
0 20000 40000 60000 80000 100000 120000 140000 160000 180000
KN (m)
Desplazamiento (ton)
Curvas KN
0 deg. KN 10 deg. KN 20 deg. KN 30 deg. KN 40 deg. KN 50 deg. KN 60 deg. KN 70 deg. KN
Dimensiones principales y derivación de formas
17
Estas curvas permiten calcular junto con lo que se denomina estabilidad de pesos (KG) la curva GZ, de la que se hablará más adelante, mediante la siguiente expresión:
𝐺𝑍 = 𝐾𝑁 − 𝐾𝐺 · 𝑠𝑒𝑛 𝜃
2.2.5 Estimación de la potencia y elección del motor propulsor
Estimación de la potencia propulsora
Se ha optado por estimar la potencia por medio del módulo “Resistance” de Maxsurf en lugar de utilizar regresiones al ser el coeficiente de regresión muy bajo.
Al conocerse la velocidad en servicio del buque, que es de 19,5 nudos, se obtiene un valor de potencia efectiva de:
𝐏𝐄= Resistencia · velocidad = 20442 kW
Ilustración 2.2.5.1 Representación gráfica de la resistencia al avance frente a la velocidad
Se utiliza para el cálculo de la potencia el método de Holtrop al estar los parámetros del buque dentro del rango de aplicación del mismo, tal y como se comprueba en Maxsurf.
Conocida esta potencia se comienzan a realizar los cálculos correspondientes para proceder a la elección del motor propulsor, para ello se necesita conocer cuál es la potencia instalada con ayuda del libro Resistencia y Propulsión del Buque [4].
0 250 500 750 1000 1250 1500 1750 2000 2250 2500
0 5 10 15 20
Resistencia (KN)
Velocidad (nudos)
Resistencia / Velocidad
Ilustración 2.2.5.2 Relación de coeficientes propulsivos
Dimensiones principales y derivación de formas
18
Se puede estimar la potencia instalada PB mediante la siguiente fórmula:
PB=(1 + x)PE ηDηs Siendo:
PE: la potencia efectiva obtenida anteriormente
x: margen que tiene en cuenta otras posibles pérdidas [0,2; 0,4]
ηD: rendimiento cuasi propulsivo ηD=PE
PD ηS: rendimiento mecánico de la línea de ejes
Es necesario, por tanto, conocer los valores de los rendimientos cuasi propulsivo y de la línea de ejes.:
- El rendimiento propulsivo ηP acostumbra a tomar un valor entre el rango [0,5; 0,65] y se relaciona con los rendimientos cuasi propulsivo y mecánico ηm mediante la expresión:
ηP= ηD· ηm
Se toma un valor de este rendimiento de 0,55.
El valor del rendimiento mecánico suele tener un valor de 0,96 o 0,97, se tomará como 0,96.
Despejando de la expresión anterior, se obtiene el rendimiento cuasi propulsivo:
ηD=0,55
0,96= 0,58
- El rendimiento mecánico de la línea de ejes se puede calcular a partir de la ecuación:
ηS=PD PS
De la expresión del rendimiento cuasi propulsivo, se obtiene el valor entregada a la hélice PD:
PD= PE
ηD=27413 bhp
0,57 ≈ 48094bhp
Teniendo en cuenta que la potencia entregada a la hélice, además, está relacionada con la potencia de freno y ésta a su vez con la potencia en el eje:
BHP = PD
ηm =48094 bhp
0,96 ≈ 50098 bhp Se calcula entonces la potencia en el eje:
PS= ηk· BHP ≈ 48094 bhp Siendo
Dimensiones principales y derivación de formas
19
ηk: Rendimiento mecánico del reductor y de parte de la línea de ejes
Y suponiendo que el rendimiento mecánico de la línea de ejes es aproximadamente:
ηS≈ 1
Se obtiene finalmente la potencia instalada PB que será decisiva para la elección del motor:
𝐏𝐁=(1 + x)PE
ηDηs ≈ 38254 kW
Elección del motor propulsor
Una vez conocida la potencia instalada se procede a realizar la elección del motor. Se opta por escoger el motor dual X92DF de 2 tiempos de Wärtsilä que trabaje ente el 85% y el 90% de la MCR.
Se ha elegido este fabricante por ser uno de los más utilizados en buques gaseros y además porque cumple con las emisiones de SOx y NOx establecidas en el Anexo VI del Convenio Marpol [5]. En esta enmienda se limitan las emisiones de azufre al 0,10% en las zonas SECA y se prohíbe el uso de combustible fuel oil a menos que el buque disponga de un sistema de limpieza de gases de escape (SCR).
Así mismo, al utilizar este motor combustible diésel oil (ULSD) no es necesario realizar ningún tratamiento de exhaustación y gracias a su tecnología la formación de gases NOx se reduce hasta en un 90% en modo gas, cumpliendo así con el Tier III en las zonas ECA.
A continuación, se presentan las principales características del motor elegido:
Ilustración 2.2.5.3 Características motor propulsor elegido I
Dimensiones principales y derivación de formas
20
Ilustración 2.2.5.4 Características motor propulsor elegido II
Disposición general
21
Capítulo 3 Disposición general
En la disposición general de un buque, se representan los diferentes espacios en los que se divide el mismo. Para la realización ésta, se ha seguido lo estipulado en la Sociedad de Clasificación Bureau Veritas [6] así como en el Código IGC [7].
3.1. Disposición de mamparos y doble fondo:
Mamparo de colisión:
Es el mamparo estanco situado más a proa. Para situarlo, se han seguido los pasos establecidos por los criterios y reglas de Bureau Veritas (Part B, Ch 2, Sec 1, 3) y se ha atendido, además, a la capacidad de lastre del buque.
Por normativa debe estar situado, como mínimo, a una distancia mayor del 5% de la eslora de línea de carga (LLL) o a 10 m, la que sea menor. La eslora de líneas de carga se define como la mayor de las siguientes esloras, ambas medidas en una flotación correspondiente al 85% del puntal de trazado:
- La correspondiente al 96% de la eslora total
LLL= 301,6 · 0,96 = 289,54 m
- La eslora medida desde el extremo de la roda hasta el eje que pasa por la mecha del timón.
LLL = 294,11 m
Siendo este último valor, por lo tanto, el considerado como la eslora de línea de carga.
De manera que, en un principio, el mamparo del pique de proa estará colocado como mínimo a 10 m de FPLL, que es la perpendicular de proa medida en la flotación correspondiente al 85%
del puntal de trazado al ser este valor menor que el 5% de LLL = 14,71 m.
La distancia máxima a la que se puede colocar el mamparo queda fijada, por reglamentación, como el mayor de estos valores:
- 8% de LLL = 23,55 m - 5% de LLL + 3m = 17,72 m
Sin embargo, en caso de que exista alguna parte del buque como, por ejemplo, el bulbo, que esté situada por debajo de la flotación y que se expanda por delante de la perpendicular de proa, los valores de las distancias calculados anteriormente deben ser medidos desde la más pequeña de las siguientes opciones:
- La mitad de esa extensión: 7,132/2= 3,56 m
- A 1,5% de LLL por delante de la perpendicular de proa: 0,015·294,41= 4,42 m
Disposición general
22 - A 3 m por delante de la perpendicular de proa
Como consecuencia, la disposición del pique de proa queda limitada entre 7 m y 20,55 m, ambos valores medidos desde la perpendicular de proa FPLL.
Finalmente, teniendo en cuenta lo anterior y atendiendo a la capacidad de lastre se ha decidido emplazar el mamparo de colisión a 18 m de FPLL, siendo coincidente de esta forma con un elemento primario de la estructura.
Mamparo de proa de cámara de Máquinas:
La cámara de máquinas se ha delimitado en base a las dimensiones de las cámaras de máquinas de otros buques de dimensiones y capacidades similares de PFCs de la ETSIN, así como a las dimensiones y potencia del motor propulsor. Por lo tanto, se ha situado el mamparo de proa de cámara de máquinas a 63 m de la perpendicular de popa, de nuevo coincidiendo con una bulárcama, siendo la eslora de la cámara de máquinas de 48 m.
Mamparo del pique de popa:
La sociedad de clasificación no establece ningún límite a cerca de las dimensiones del pique de popa, de manera que se ha dimensionado en función de la cámara de máquinas y de las capacidades de lastre del buque.
Mamparos del tanque de combustible y tanques de carga:
La situación de los mamparos de proa y popa del tanque de almacenamiento de combustible atienden a la capacidad estimada del mismo, como se verá más adelante, al igual que los mamparos de los tanques de carga. A su vez, todos ellos han sido emplazados para que coincidan con elementos estructurales primarios.
A modo de resumen, se expone a continuación la situación de todos los mamparos estancos que conforman los principales espacios del buque
Tabla 3.1.1 Resumen disposición de mamparos
Espacios principales Cuadernas
Pique de proa 400 - 436
Cofferdam Nº1 379 - 380
Cofferdam Nº2 328 - 329
Cofferdam Nº3 267 - 268
Cofferdam Nº4 186 - 188
Cofferdam Nº5 115 - 116
Tanque MDO 105 - 115
Cámara de máquinas 25 - 105
Pique de popa -10 - 25
Disposición general
23 Doble fondo y doble casco
Tal y como se indica en (Part D, Ch 9, Sec 2, 3, Table 1) de la Ref [3] y acorde con lo establecido en el Código IGC [7], se han realizado los siguientes cálculos para conocer la mínima altura de doble fondo.
Se ha establecido como altura mínima de doble fondo el menor de los siguientes valores:
- B/15 = 3,09 m - 2 m
Sin embargo, al considerar la mínima altura 2m, las tensiones en la chapa de doble fondo son elevadas y se necesitaría un espesor muy alto tanto en los refuerzos como en las chapas para no superar el límite de tensiones admisible en la membrana NO96 de 120 N/mm2, tal y como se ha podido comprobar con el programa Mars más adelante. Por lo tanto, se ha optado por aumentar la altura del doble fondo a 3m, disminuyéndose así las tensiones en la chapa a efectos de resistencia local. De esta manera, se reducen también los efectos del pandeo transversal de la chapa y se comprueba que se mantiene el volumen de carga de la especificación.
La manga del doble fondo se calcula de acuerdo a lo estipulado en Bureau Veritas (Part D, Ch 9, Sec 2, 4.1.1) teniendo en cuenta que el buque es de tipo 2G y se ha considerado suficiente un valor de 2 m al ser el mínimo requerido por normativa y al no presentar altas tensiones en la chapa.
3.2. Disposición de la zona de carga:
Tanques de carga:
Existen dos principales sistemas de contención de la carga para los buques gaseros según lo establecido en el código IGC [7], diferenciando entre tanques independientes y tanques de membrana, tal y como se ha mencionado en la introducción de este proyecto.
Para el diseño de este buque se elige como sistema de contención los tanques de membrana NO96. Estos tanques se caracterizan principalmente por no ser autoportantes, es decir, están prácticamente integrados en el casco del buque. Poseen, además, una barrera primaria y otra secundaria de forma que el peso de la carga se transmite al casco y se protege, de la misma manera, la estructura del mismo de las temperaturas de criogenización del interior de los tanques (-163ºC). Se caracterizan por tener un coeficiente de dilatación térmica muy bajo reduciéndose así las tensiones térmicas en el material y por no soportar presiones mayores de 0,7 bar. El resto de características se han expuesto en la introducción de este proyecto.
Diseño de tanques
El diseño de los tanques se ha realizado de acuerdo con la información proporcionada por la presentación de la empresa GTT [6] sobre sistemas de contención de la carga, realizada por Alan Whitcher, Training Manager de dicha empresa.
Disposición general
24
Conocida la capacidad de carga del buque y al ser esta menor de 180.000 m3 el número de tanques a disponer es de 3+1, es decir, 3 tanques de la misma capacidad y otro de menor volumen, situado generalmente más a proa.
A continuación, se muestra una imagen de la geometría de los tanques de carga:
Ilustración 3.2.1 Esquema geometría tanques de carga
La geometría de dichos tanques debe cumplir con las siguientes dimensiones:
C1 ≥ 30% H C2 ≥ 2,5 m
Se han dimensionado los tanques atendiendo a lo anterior y a la capacidad de carga del buque y considerando que el llenado de los tanques no es superior al 98% de su capacidad:
Tabla 3.1.2 Capacidad neta de tanques de carga
TANQUE VOLUMEN NETO (𝐦𝟑)
Tanque de carga nº1 22390
Tanque de carga nº2 50203,3
Tanque de carga nº3 50203,3
Tanque de carga nº4 50203,3
Total 173000
No se ha aplicado el porcentaje de descuento por acero ya que para realizar su dimensionamiento sólo se ha tenido en cuenta el volumen interior de los tanques, es decir, se ha excluido el espesor de las capas primaria y secundaria; dicho espesor es de 530 mm tal y como se ha mencionado anteriormente.
Por lo tanto, las medidas de los tanques de carga son las siguientes:
Disposición general
25
Tabla 3.1.3 Dimensiones tanques
H 28,2 m
C1 8,5 m
C2 2,7 m
Bt 41,2 m
En el plano de disposición general mostrada en el Anexo VIII, vienen representados los tanques de dimensiones arriba indicadas y con el correspondiente espesor de las capas primaria y secundaria.
Cofferdam
Un cofferdam es un espacio vacío que separa dos compartimentos generalmente de carga.
Según lo estipulado en (Part B, Ch 2, Sec 2, 2) la Ref [6], la anchura del cofferdam no debe de ser menor de 600 mm; dada la disposición de los tanques, se ha decidido establecer una anchura de 2,5m para cada uno de los cofferdam.
3.3. Cámara de máquinas y tanque de combustible
El factor más importante que se tiene en cuenta a la hora de dimensionar la cámara de máquinas son las dimensiones del motor propulsor. Se estima una eslora de cámara de máquinas de 48 m, eslora similar a la de otros buques de características semejantes.
Dado que no entra en las competencias de este proyecto, no se ha realiza un diseño completo de la cámara de máquinas sino un diseño muy preliminar.
Se elige disponer de varias plataformas en el interior que permiten el acceso para realizar inspecciones de los equipos. La separación entre ellas es de 3,5 m.
En las zonas ECA, el motor debe funcionar en modo gas y es necesario, por lo tanto, disponer de un sistema que se encargue de hacer llegar al motor el gas procedente del boil-off de los tanques, para ello se instala una unidad de combustión de gas (GCU).
Es necesario, además, llevar a bordo dos tanques de servicio diario por cada tipo de combustible y uno de sedimentación, aunque no se han dimensionado. Como se ha mencionado en el apartado de elección del motor propulsor, el combustible utilizado a bordo durante la navegación es MDO con bajo contenido en azufre, de manera que no es necesario la instalación de un scrubber.
Se ha estimado, además, la capacidad del tanque almacén de combustible. El buque cubre una ruta de 4831 millas, viajando desde Algeciras hasta Corpus Christi (Texas).
Conociendo este dato y la velocidad de servicio, 19,5 kn, se procede a estimar esta capacidad:
Nº horas autonomía =4831
19,5 = 247,74 horas ≈ 10 días y medio de navegación El consumo total de combustible del motor es de:
Disposición general
26 Volumen Tq,almacén =Consumo (kW
h ) · Potencia motor (kW) · horas
⍴MDO (𝑘𝑔 𝑚3)
=179,1 · 247,74 · 44300 840
= 2497 𝑚3
Por seguridad, se dimensiona para un 10% más de su capacidad, resultando un volumen final de:
Volumen Tq.almacén = 2774 m3
El tanque almacén está ubicado justo a proa de la cámara de máquinas para facilitar así el transporte de combustible hacia el motor.
3.4. Espaciado entre cuadernas, varengas y bulárcamas
Cuadernas:
En la sociedad de clasificación elegida, no se incluye ninguna separación mínima entre cuadernas, de manera que se opta por disponerlas de la siguiente manera:
- Separación de cuadernas de 600 mm: Desde el eje del timón hasta el mamparo de proa de la cámara de máquinas y en la zona de proa que comprende el pique de proa y el local de hélices de maniobra.
- Separación de cuadernas de 700 mm: Desde el eje del timón hacia popa y en toda la zona de carga.
Varengas y bulárcamas:
El espaciado entre varengas es múltiplo del espaciado entre cuadernas. Se opta por colocar una varenga cada 5 claras de cuaderna.
Conectadas a las varengas se disponen las bulárcamas en los costados cumpliendo así mismo con el mismo espaciado de claras de cuaderna. Además, en la parte superior se disponen baos formando anillos estructurales.
La colocación de los mamparos se ha dispuesto de manera que estos coincidan con los anteriores elementos primarios fuertes.
3.5. Otros elementos
Túnel de tuberías
Situado entre el fondo y el doble fondo. Bureau Veritas y el código IGC no concretan sobre las dimensiones que tiene que tener el túnel de tuberías, pero éste tiene que poder permitir el fácil acceso a la zona para realizar inspecciones y reparaciones, luego se han supuesto 4 m como anchura suficiente para ello.
Disposición general
27 Gobierno del buque
El local del servo se sitúa encima del pique de popa, justamente sobre la mecha del timóm.
Local de control de la carga
Es el espacio en el cual se controlan las todas las operaciones relacionadas con el manejo de la carga. Según la reglamentación (BV, Part D, Sc 9, 1.4) este local debe estar situado en la cubierta a la intemperie y en la zona de carga.
Espacio de maquinaria de carga
En ellos se ubican los compresores y las bombas de carga, unidades de procesamiento de carga y unidades de suministro de gas a la cámara de máquinas.
Al igual que el local de control de carga, se emplaza en la cubierta a la intemperie y en la zona de carga. (BV, Part D, Sc 9, 1.3)
Habilitación
La zona de la habilitación se sitúa a popa del buque. Para la colocación de las puertas y ventanas se tienen en cuenta los siguientes aspectos recogidos en los apartados 5.2.1 y 5.2.2 del Convenio SOLAS II [9].
En el caso de que se coloquen dentro de las zonas límite (a menos de 5 m se la zona de carga), las ventanas y los portillos serán de tipo fijo y no se podrán abrir.
Además, los espacios situados encima de estas zonas estarán asilados para protegerlos en caso de fuentes de ignición de vapores.
El puente tiene que estar situado de manera que el capitán en todo momento pueda ver la proa del buque desde él y para que desde los laterales del mismo vea siempre el costado del buque.
Disposición general
28
Estimación del Arqueo 69 y Francobordo
29
Estimación del Arqueo 69 y Francobordo
4.1. ARQUEO
El arqueo permite conocer el tamaño del buque y su cálculo se realiza teniendo en cuenta lo establecido en el Convenio Internacional sobre Arqueo de Buques firmado en 1969 [10].
Siguiendo lo estipulado en el mismo, se distinguen dos tipos de arqueo:
- Arqueo Bruto: hace referencia al tamaño total del buque.
- Arqueo Neto: se refiere a la capacidad utilizable del mismo.
A continuación, se verá el procedimiento seguido para calcular cada uno de estos arqueos de acuerdo con lo establecido en las reglas 3 y 4 del citado convenio.
Arqueo Bruto
El arqueo bruto se calcula a través de la siguiente fórmula:
GT = K1· V Siendo:
K1= 0,2 + 0,02 · log10 V
𝑉: Volumen total de todos los espacios cerrados del buque
El valor del volumen 𝑉 se calcula de forma aproximada a partir de las siguientes fórmulas según Meizoso [2]
Volumen del casco por debajo de la cubierta de arqueo, hasta el nivel del puntal
Se mide este valor el Rhinoceros al tener el buque modelado:
VDB = 320956 m3 Volumen debido al arrufo
En los buques de mediano y gran tamaño se considera que el arrufo tiene un valor muy pequeño y por lo tanto, al ser éste el caso, puede despreciarse.
Volumen de superestructuras y casetas
Este término se estima por la siguiente fórmula, para un estándar medio, teniendo en cuenta que en este tipo de buques la tripulación es reducida:
Estimación del Arqueo 69 y Francobordo
30
VSUP = 41 · Lpp − 755
VSUP = 41 · 291,01 − 755 = 11176,41 m3 Volumen de brazolas de escotillas
No se considera, ya que sólo tiene importancia en los buques de carga seca y que posean brazolas de escotilla, luego, no es este caso.
De manera que el volumen total de todos los espacios cerrados, será como primera aproximación:
V = 320956 + 7502 + 11176 = 339634 m3 Se calcula entonces el coeficiente K1:
K1= 0,2 + 0,02 · log10 339634 = 0,32 Por lo tanto, el arqueo bruto (GT) tendrá un valor de:
𝐆𝐓 = 0,32 · 339634 = 𝟏𝟎𝟖𝟔𝟖𝟑
Se comprueba en la base de datos, que buques de capacidad de carga similar tienen valores de arqueo bruto cercanos al calculado.
Arqueo Neto
Atendiendo a lo estipulado en la regla 4 del convenio mencionado anteriormente, el arqueo neto (NT) se calcula a partir de la siguiente fórmula:
NT = K2· Vc· (4T 3D)
2
+ K3 · (N1+N2
10) Se tiene en cuenta que:
NT: No puede ser menor de 0,3GT K2· Vc· (4T
3D)
2
≥ 0,25 GT (4T
3D)
2
≤ 1
T = 12,53 m ; Calado de diseño
Vc: Volumen total de los espacios de carga (𝑚3)
Estimación del Arqueo 69 y Francobordo
31
K2= 0,2 + 0,02 · log10 Vc= 0,2 + 0,02 · log10· 173000 = 0,305
K3= 1,25 ·GT+10000
10000 = 1,25 ·108683+10000
10000 = 14,84
𝑁1= 0; Número de pasajeros en camarotes que no tengan más de 8 literas
𝑁2= 0; Número de los demás pasajeros
Si 𝑁1+ 𝑁2 < 13, como es el caso, estas cifras se consideran cero.
NT: No puede ser menor de 0,3GT
De manera, que para que se cumplan los requisitos anteriores, el arqueo neto debe tener un valor de:
𝐍𝐓 = 0,31 · 108683 = 𝟑𝟑𝟔𝟗𝟐
De nuevo, comparado con buques capacidad semejante, se obtiene un valor de arqueo neto similar.
4.2. FRANCOBORDO
El cálculo del francobordo se realiza siguiendo lo dispuesto en las enmiendas del año 1988 en relación al Convenio Internacional sobre Líneas de Carga de 1966 (ILLC) [11]. Según lo establecido en este convenio, el francobordo es la distancia vertical medida en el centro del buque, desde el canto alto de la línea de cubierta hasta el canto alto de la línea de carga correspondiente.
El primer paso a realizar para calcular el francobordo es definir la dimensión principal, la eslora de francobordo (L). Para ello, se escoge el mayor de los siguientes valores, ambos medidos en una flotación correspondiente al 85% del mínimo puntal de trazado medida desde el canto alto de la quilla:
El 96% de la eslora total
L85%D= 300,14 m
96% L85%D = 0,96 · 300,14 = 288,13 m
La eslora desde el extremo de la roda hasta el eje de la mecha del timón L85%D= 293,16 m
Es importante mencionar que, atendiendo a la definición de cubierta de francobordo recogida en este convenio, debido al rebaje de la cubierta en popa, es esta última la que se ha establecido como cubierta de francobordo considerando la parte del casco que se extiende por
Estimación del Arqueo 69 y Francobordo
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encima de esta cubierta como una superestructura en cuanto al cálculo del francobordo se refiere.
Por lo tanto, el puntal considerado ha sido de 23,60 m.
El siguiente paso a llevar a cabo es la obtención del valor del francobordo tabular, para ello se acude a las tablas proporcionadas en el código, para buques de tipo A al transportar carga líquida a granel, tal y como viene indicado en la Regla 27 del convenio y se interpolan los valores para obtener el francobordo correspondiente para la eslora de francobordo:
293,16 − 293
294 − 293 = x − 3233 3237 − 3233 El valor del francobordo tabular obtenido es de 3234mm
Una vez obtenido este dato, se comienzan a aplicar una serie de correcciones.
Corrección para buques de eslora menor de 100 m
No se aplica esta corrección ya que ésta solo es aplicable a buques de tipo B y de menos de 100 m de eslora.
Corrección por coeficiente de bloque
Esta corrección es aplicable al tener el buque un coeficiente de bloque mayor de 0,68. El valor obtenido en la siguiente fórmula se multiplicará, en nuestro caso, al francobordo tabular calculado:
CorrCB=0,68 + CB
1,36 = 1,096
Corrección por puntal
En este caso se procede a calcular lo estipulado en el punto 1 de la Regla 31 del convenio al ser el puntal de francobordo superior a L/15 y aumentando así el francobordo una cantidad:
CorrD= (D − L
15) · R = 1014 mm Siendo R= 250 por ser la eslora mayor de 120 m.
Reducción por superestructura
Debido, de nuevo, al rebaje de popa se considera el resto como superestructura, aunque de menor altura que la estándar. Se considera, por tanto, que la longitud de la superestructura es de 282,17 m.
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Como la longitud efectiva de la superestructura es menor que 1L procedemos a realizar lo estipulado en la tabla 37.1 de la Regla 37 para así calcular la reducción del francobordo por superestructura:
282,17
293,16= 0,96 = 96%L
Tabla 4.2.1 Esloras efectivas de superestructuras
De manera que interpolando entre 1L y 0,9L:
0,96 − 0,9
1 − 0,9 = x − 87,7 100 − 87,7 Se obtiene un porcentaje de reducción del 95%:
Este porcentaje se aplica a una corrección por superestructura de 1070 mm al ser L/122 m, de manera que la reducción por superestructuras final será:
Corrsup = 1070 ∗ 0,95 = 1017 mm Corrección por arrufo
Se considera que, al tratarse de un buque de gran tamaño, este no posee arrufo. Por esta razón, es necesario calcular la deficiencia de arrufo y aplicar la corrección correspondiente.
Siguiendo lo estipulado en la Regla 38 del convenio, se realizan los respectivos cálculos para calcular las deficiencias de arrufo en proa y popa:
Tabla 4.2.2 Cálculo de arrufo en las mitades de proa y popa
Posición Ordenada (z) Factor (f) z·f (mm)
Mitad de popa
Perp. popa 25·(L/3+10) 1 2693
1/6 desde perp. popa 11,1·(L/3+10) 3 3587
1/3 desde perp. popa 2,8·(L/3+10) 3 905
Centro buque 0 1 0
Suma total 7185
Mitad de proa
Centro buque 0 1 0
1/3 desde perp. proa 5,6·(L/3+10) 3 1810
1/6 desde perp. proa 22,2·(L/3+10) 3 7174
Perp. proa 50·(L/3+10) 1 5386
Suma total 14370
