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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

iii

A mis abuelos Marcial y Conchi.

Resumen

v

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.

Abstract

vii

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 .

Agradecimientos

ix

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.

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 Obtención de la manga ……..………………………….…………………....7

Ilustración 2.1.5.1 Coeficiente K de Alexander …………………………….……………….......8

Ilustración 2.1.7.1 Cálculo del 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

1

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


2

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.


3

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 %


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


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:


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 + 861.01R² = 0.8165

10

11

12

13

14

15

16

150 155 160 165 170 175 180 185

Lpp

B 1

0^3

(m

^2)

V tanques 10^3 (m^3)

Lpp·B / V tanques

y = 2.4595x - 65569R² = 0.7638

250

270

290

310

330

350

370

390

410

430

150 155 160 165 170 175 180

Lpp

BD

10^

3 (

m^3

)


Lpp·B·D / V tanques

Ilustración 2.1.2.1 Relación LppBD / Vtanques


7

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

Lpp

BT

10^3

(m

^3)


Lpp·B·T / V tanques y = 2.4595x - 65569 R² = 0.7638

Ilustración 2.1.3.1 Relación LppBT / V tanques

y = 0.0002x + 11.849R² = 0.6939

40

42

44

46

48

50

52

54

150 155 160 165 170 175 180 185

B (

m)


B / V tanques

Ilustración 2.1.4.1 Obtención de la manga


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 − 0,5v

(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 − 0,519,5

(3,28 · 293,16)12

≈ 0,76


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


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 + 46163R² = 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

)


PM / V tanques


11

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.


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.


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


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:


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.

(∆)


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


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

Res

iste

nci

a (K

N)

Velocidad (nudos)

Resistencia / Velocidad

Ilustración 2.2.5.2 Relación de coeficientes propulsivos


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


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


20

Ilustración 2.2.5.4 Características motor propulsor elegido II

Disposición general

21

Capítulo 3


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


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





Tanque MDO 105 - 115

Cámara de máquinas 25 - 105

Pique de popa -10 - 25


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.


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



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:


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:


26

Volumen Tq,almacén =Consumo (

kWh

) · Potencia motor (kW) · horas

⍴MDO (𝑘𝑔𝑚3)

=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.


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.


28

Estimación del Arqueo 69 y Francobordo

29


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:


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)


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


32

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.


33

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


34

Cuando la curva de arrufo sea diferente de la estándar, la deficiencia de arrufo en este caso

se calcula de la siguiente manera: las cuatro ordenadas de cada una de las curvas en las

mitades de proa o de popa se multiplican por los factores “z” y “f” y la diferencia entre la suma

total de los productos se dividirá por 8.

Se calculan, por tanto, a continuación, las deficiencias de arrufo en popa y proa:

Deficiencia de arrufo en popa =7185 − 0

8= 898,13 mm

Deficiencia de arrufo en proa =14370 − 0

8= 1796,25 mm

Tal y como se enuncia en la correspondiente regla del convenio, como el arrufo de la mitad

de popa es inferior al 50% del normal no se tiene en cuenta la reducción por el defecto de arrufo

en proa.

Se debe hacer además la corrección por variaciones respecto a la curva de arrufo normal.

Para ello, se multiplica la deficiencia de arrufo anterior por el factor:

0,75 −s

2L= 0,27

Siendo s la longitud total de las superestructuras cerradas, valor ya calculado anteriormente.

De manera que la corrección por defecto de arrufo queda:

Corrarr = 0,27 · 898,13 = 242,49 mm

Una vez realizadas todas estas correcciones se procede a calcular el francobordo mínimo

exigido:

FBgeométrico = 3234 · 1,096 + 1014 − 1017 + 242,49 ≈ 3784 mm

Altura mínima de proa

Según la definición dada en Regla 39, es la distancia vertical, medida desde la perpendicular

de proa, entre la flotación correspondiente al francobordo de verano asignado y el canto alto de

la cubierta expuesta.

Esta distancia no debe de ser menor de:

Fb = [6075 · (L

100) − 1875 · (

L

100)

2

+ 200 · (L

100)

3

] · [2,08 + 0,609 · CB − 1,603 · Cwf − 0,0129 · (L

di)]

Siendo los valores L y CB ya conocidos y donde:


35

Cwf =Awf

(L2

) · B= 0,88

𝐴𝑤𝑓 = área en la flotación 𝑑𝑖 de la mitad de proa del buque (Obtenida en Rhinoceros)

𝑑𝑖= calado correspondiente al 85% del puntal de francobordo.

Sustituyendo los datos en la ecuación anterior se obtiene un valor mínimo de altura de proa

de:

Fb = 6560,28 mm

Se comprueba entonces, que el buque cumple con la altura mínima de proa al ser esta de

6,78 m.

En la Regla 40 del citado convenio vienen estipulados los siguientes francobordos mínimos.

Al mínimo francobordo geométrico calculado anteriormente es necesario aplicarle las

correcciones por escantillonado y estabilidad y estas dependen, en consecuencia, de los

calados de escantillonado y estabilidad respectivamente.

El calado de escantillonado es el calado elegido para el cual se diseña la estructura; en este

caso, se ha elegido un calado de 12,70 m.

Corresc = Tesc − Tproy = 12,7 − 12,53 = 0,17 m

Para la corrección por estabilidad se tiene en cuenta el calado de estabilidad, que es aquel

que viene dado por la condición de carga en la que el calado es mayor. Como resulta obvio, la

condición de carga que implica un mayor calado es la condición de salida de puerto a plena

carga y con un valor de 12,53 m, que será el calado para el que se defina el calado de

estabilidad.

Correst = Test − Tproy = 12,53 − 12,53 = 0 m

De forma que se puede obtener el valor del francobordo final:

FB = FBgeom + Corresc + Correst = 3784,17 mm

De manera que la marca de Plimsoll se colocará a una altura correspondiente a un calado

de 12,53 m.

- Francobordo de verano

El francobordo de verano debe ser el calado obtenido a partir de las operaciones y

correcciones realizadas anteriormente, luego su valor es:


36

FBv = 3784,17 mm

- Francobordo tropical

Se define en calado tropical como aquel calado que se obtiene como la diferencia entre el

francobordo de verano y la cuadragésimo octava parte del mismo.

FBtropical = 3784,17 −1

48· 12530 = 3523,12 mm

- Francobordo de invierno

El valor del calado de invierno tal y como viene indicado en la regla correspondiente, se

obtiene mediante la suma de la cuadragésimo octava parte del calado de verano al francobordo

de verano:

FBinvierno = 3784,17 +1

48· 12530 = 4045,21 mm

- Francobordo de invierno del Atlántico Norte

Al ser el buque mayor de 100 m de eslora este francobordo coincidirá con el francobordo de

invierno.

- Francobordo en agua dulce

El mínimo francobordo en agua dulce se consigue restando al mínimo francobordo obtenido

por las correcciones anteriormente realizadas el siguiente valor:

∆

40 T (cm)

Siendo:

∆: desplazamiento en toneladas en agua salada en el calado de verano

T: toneladas por centímetro de inmersión en agua salada en el calado de verán

Se sustituyen los datos los datos:

229808

40 · (12773,31 · 1,025 · 0,01)= 43,88 cm

Por lo tanto, el francobordo en agua dulce queda:

FBad = 3300 − 438,8 = 2861,2 mm


37

Francobordo tabular 3234 mm

Francobordo geométrico 3784,17 mm

Francobordo de verano 3784,17 mm

Francobordo tropical 3523,12 mm

Francobordo de invierno 4045,21 mm

Francobordo agua dulce 2861,2 mm

De manera que la marca de Plimsoll se colocará a una altura correspondiente a un calado

de 12,53 m.


38

Evaluación de la estabilidad

39

Capítulo 5 Evaluación de la estabilidad

5.1. ESTABILIDAD INTACTA En este apartado se realizan los cálculos correspondientes a la estabilidad intacta del

buque. Para ello se ha introducido en Maxsurf Stability el buque con los tanques de carga, lastre y

almacenamiento de combustible, modelados estos previamente en Rhinoceros. Se definirán a continuación los criterios mínimos de estabilidad aplicados a todos los buques

y establecidos en la resolución MSC 267(85) del IS Code de 2008 [12] basados en la IMO, para cada una de las situaciones de carga también indicadas.

Aunque no es objeto de este proyecto, para la evaluación de la estabilidad en averías habría

que comprobar que se cumple con la normativa recogida en el punto 2.5 del Código IGC [7].

5.1.1 Condiciones de carga Para la estudiar la estabilidad intacta del buque, se han definido ocho condiciones de carga,

las cuales se han considerado más significativas. A continuación, se define cada condición de carga y se muestran algunas características básicas obtenidas en el equilibrio, sin embargo, en los anexos indicados a continuación se presentan los resultados siguientes para cada situación de carga:

- Anexo III: Condiciones de equilibrio - Anexo IV: Curvas GZ - Anexo V: Llenado de tanques y sus centros de gravedad

Condición 1: Salida de puerto: plena carga

En esta condición el buque va con todos los tanques llenos, tanto los de carga (llenos al 98% por normativa) como los de combustible. El calado de navegación en este caso es el calado para el cual se ha diseñado el buque, es decir, T= 12,53 m.

Las principales características que resultan de realizar el equilibrio son las siguientes:

Tabla 5.1.1.1 Equilibrio: Salida de puerto: plena carga

Salida de puerto: plena carga

Calado (m) 12,53

Desplazamiento (t) 133706

Trimado (+ por popa) (m) 1,47

Ángulo de escora (º) 0

Área flotación (m2) 12015,33

Coeficiente de bloque 0,75

Condición 2: Llegada a puerto: plena carga

El buque, en este caso, se encuentra con los tanques de carga también al 98% de su capacidad, pero los tanques de combustible y las provisiones están al 10%.


40

Tabla 5.1.1.2 Equilibrio: Llegada a puerto: plena carga

Llegada a puerto: plena carga

Calado (m) 12,26



Ángulo de escora (º) 0,3

Área flotación (m2) 12095


En el Anexo IV se presentan los resultados correspondientes a este caso de carga.

Condición 3: Salida de puerto: lastre

Situación en la que los tanques de lastre y los tanques de consumos se encuentran llenos, al 100% de su capacidad y los tanques de carga están al 2%. Esto último es así para evitar tener que enfriarlos tras haber estado vacíos.

Tabla 5.1.1.3 Equilibrio: Salida de puerto: lastre

Salida de puerto: lastre

Calado (m) 10,71




Área flotación (m2) 11790


Condición 4: Llegada a puerto: lastre

El buque llega a puerto con los tanques de consumos llenos al 10% y con los tanques de carga al 2%, siendo ésta la situación de carga la que presenta menor calado, aun así, éste es válido al encontrarse todavía la hélice sumergida, evitando así que se produzca cavitación.

Tabla 5.1.1.4 Equilibrio: Llegada a puerto: lastre

Llegada a puerto: lastre

Calado (m) 10,57





Coeficiente de bloque 0,73 Condición 5: Salida de puerto: tanques pares de carga llenos

Buque con las siguientes características:

- Tanques de carga 2 y 4 llenos al 98%. - Tanques de carga 1 y 3 llenos al 2%. - Tanques de lastre impares llenos al 100% - Tanques de lastre pares vacíos. - Tanques de consumo llenos al 100%.


41

Tabla 5.1.1.5 Equilibrio: Salida de puerto: tanques pares de carga llenos

Salida de puerto: tanques pares con carga

Calado (m) 11,29






Se observa que esta situación de carga es la que mayor trimado presenta, siendo de todas formas este totalmente válido, ya que al tratarse de un buque de grandes dimensiones no se considera un valor muy alto. Condición 6: Llegada a puerto: tanques pares de carga llenos

Esta situación de carga es igual a la anterior, pero con los tanques de consumo al 10%:

- Tanques de carga 2 y 4 llenos al 98%. - Tanques de carga 1 y 3 llenos al 2%. - Tanques de lastre impares al 100%. - Tanques de lastre pares vacíos. - Tanques de consumo llenos al 10%

Tabla 5.1.1.6 Equilibrio: Llegada a puerto: tanques pares de carga llenos

Llegada a puerto: tanques pares con carga

Calado (m) 11,15






Condición 7: Salida de puerto: tanques impares de carga llenos

El buque sale de puerto con los tanques de carga impares llenos y los impares vacíos:

- Tanques de carga 1 y 3 llenos al 98%. - Tanques de carga 2 y 4 llenos al 2%. - Tanques de lastre pares llenos al 100%. - Tanques de lastre impares vacíos. - Tanques de consumo llenos al 100%

Tabla 5.1.1.7 Equilibrio: Salida de puerto: tanques impares de carga llenos

Salida de puerto: tanques impares con carga

Calado (m) 10,94




Ángulo de escora (º) 0,3



42

Condición 8: Llegada a puerto: tanques impares de carga llenos

- Tanques de carga 1 y 3 llenos al 98%. - Tanques de carga 2 y 4 llenos al 2%. - Tanques de lastre pares llenos al 100%. - Tanques de lastre impares vacíos. - Tanques de consumo llenos al 10%

Tabla 5.1.1.8 Equilibrio: Llegada a puerto: tanques impares de carga llenos

Llegada a puerto: tanques impares con carga

Calado (m) 10,8





A continuación, se muestra una tabla resumen en la que se aprecia el porcentaje de llenado de los tanques para cada situación de carga:

Tabla 5.1.1.9 Resumen llenado de tanques en cada caso de carga

Caso 1 Caso 2 Caso 3 Caso 4 Caso 5 Caso 6 Caso 7 Caso 8

Nº1 WB TANK (P) 0% 0% 100% 100% 100% 100% 0% 0%

Nº1 WB TANK (S) 0% 0% 100% 100% 100% 100% 0% 0%

Nº2 WB TANK (P) 0% 0% 100% 100% 0% 0% 100% 100%

Nº2 WB TANK (S) 0% 0% 100% 100% 0% 0% 100% 100%

Nº3 WB TANK (P) 0% 0% 100% 100% 100% 100% 0% 0%

Nº3 WB TANK (S) 0% 0% 100% 100% 100% 100% 0% 0%

Nº4 WB TANK (P) 0% 0% 100% 100% 0% 0% 100% 100%

Nº4 WB TANK (S) 0% 0% 100% 100% 0% 0% 100% 100%

Nº1 DB WB TANK 0% 0% 100% 100% 100% 100% 0% 0%

Nº2 DB WB TANK 0% 0% 100% 100% 0% 0% 100% 100%

Nº3 DB WB TANK 0% 0% 100% 100% 100% 100% 0% 0%

Nº4 DB WB TANK 0% 0% 100% 100% 0% 0% 100% 100%

Nº5 DB WB TANK 0% 0% 100% 100% 0% 0% 0% 0%

FWD WB TANK 0% 0% 100% 100% 0% 0% 0% 0%

AFTER PEAK 0% 0% 100% 100% 0% 0% 0% 0%

MDO TANK 100% 10% 100% 10% 100% 10% 100% 10%

Nº1 CARGO TANK 98% 98% 2% 2% 2% 2% 98% 98%

Nº2 CARGO TANK 98% 98% 2% 2% 98% 98% 2% 2%

Nº3 CARGO TANK 98% 98% 2% 2% 2% 2% 98% 98%

Nº4 CARGO TANK 98% 98% 2% 2% 98% 98% 2% 2%


43

5.1.2 Criterios de estabilidad Los criterios de estabilidad inicial que debe cumplir el buque general se recogen en el

Intact Stability Code [12]

Los mínimos criterios de estabilidad para los buques convencionales son los siguientes:

- El área bajo la curva de brazos adrizantes GZ no debe de ser menor de 0,055 m·rad hasta un ángulo de escora de 30º.

- El área bajo la curva de brazos adrizantes GZ no debe de ser menor de 0,09 m·rad hasta un ángulo de escora de 40º o hasta el ángulo de inundación si éste es menor.

- El área bajo la curva de brazos adrizantes GZ no debe de ser menor de 0,03 m·rad para

ángulos de escora comprendidos entre 30º y 40º o ángulo de inundación si éste es menor.

- El brazo adrizante GZ debe ser igual o mayor de 0,2 m para ángulos iguales o superiores a 30º.

- El brazo adrizante GZ máximo se tiende que dar en situaciones en las que el ángulo de

escora es igual o superior a 25º.

- Al ser este tipo de buque de carga, la altura metacéntrica inicial GM0 tiene que tomar un valor no menor de 0,15 m.

Además, el buque debe cumplir también, con el criterio de viento explicado en el punto 2.3

del Código. El cumplimiento de todos estos criterios para cada condición de carga se muestra en el

anexo VI. El cumplimiento de todos estos criterios para cada condición de carga se muestra en el

anexo VI, sin embargo, a continuación, se adjunta unas tablas resumen en la que se aprecia el cumplimiento de los criterios de estabilidad generales para buques de carga para cada condición:

Tabla 5.1.2.1 Cumplimiento criterios mínimos estabilidad: condición 1-4

Criterio Regla Cond 1 Cond 2 Cond 3 Cond 4

Área a ≤ 30º (m·rad)

≥ 0,055 0,76 0,77 0,97 0,98


≥ 0,09 1,42 1,42 1,72 1,73

Área de 30º- 40º (m·rad)

≥ 0,03 0,65 0,66 0,75 0,75

GZ a ≥30º (m) ≥ 0,2 4,39 4,38 4,73 4,71

GZ max (º) ≥ 25º 48,2º 48,2º 46,4º 46,4º

GM0 (m) ≥ 0,15 5,1 5,12 6,54 6,58


44

Tabla 5.1.2.2 Cumplimiento criterios mínimos estabilidad: condición 5-8

Criterio Regla Cond 5 Cond 6 Cond 7 Cond 8


≥ 0,055 0,87 0,87 0,90 0,90


≥ 0,09 1,57 1,58 1,61 1,61

Área de 30º- 40º (m·rad)

≥ 0,03 0,70 0,70 0,71 0,71

GZ a ≥30º (m) ≥ 0,2 4,40 4,38 4,49 4,47 GZ max (º) ≥ 25º 45,5º 45,5º 46,4º 46,4º

GM0 (m) ≥ 0,15 5,86 5,89 6,102 6,13

Criterio de viento o meteorológico:

Es necesario, además, demostrar que el buque cumpla con este criterio. Tal y como viene

explicado en la resolución MSC 267(85) del IS Code de 2008 [7], el criterio se basa en:

I. Someter al buque a la presión de un viento que sea constante perpendicular al plano de crujía para obtener el brazo escorante “lwl”.

II. Se obtendrá, por tanto, el ángulo de escora resultante “φ0” que provocará que el

buque alcance un ángulo de balance “φ1” a barlovento. Este ángulo de escora debe ser menor a 16º o al 80% del ángulo de inmersión del borde de la cubierta si este es menor.

III. Tras esto, el buque es sometido a la presión de una ráfaga de viento que dará

lugar a un nuevo brazo escorante “lw2”.

IV. Se debe comprobar entonces que el área “b” tiene que ser mayor que el área “a”, mostrados ambos en la imagen:

Ilustración 5.1.2.1 Gráfica criterio de viento


45

5.2. ESTIMACIÓN DEL PESO EN ROSCA Y RESISTENCIA LONGITUDINAL

En este apartado se expone el método de aproximación utilizado para estimar la distribución

del peso en rosca del buque a lo largo de la eslora. Así mismo, mediante el programa Maxsurf Stability, se calcula la resistencia longitudinal una

vez obtenida esa distribución del peso y se calculan los momentos flectores en aguas tranquilas para cada situación de carga, lo cual permitirá, como se ve en el siguiente capítulo, obtener el momento flector máximo que servirá para calcular la estructura de la cuaderna maestra.

5.2.1 Estimación del peso en rosca A continuación, se explica el método utilizado para estimar el peso en rosca, que es el

objetivo principal de este apartado. Es importante mencionar que el peso en rosca y la posición del centro de gravedad no se

conocen exactamente hasta que el buque ha sido puesto a flote, de manera que en ese apartado es hacer una primera aproximación. Todos estos cálculos se han realizado con la ayuda del libro de Meizoso [3].

El peso en rosca, a su vez, se divide en:

- Peso de la estructura de acero

- Peso del equipo y habilitación

- Peso de la maquinaria

Peso de la estructura de acero (WST) y posición del centro de gravedad

En un principio se opta por calcular la distribución del peso de la estructura por medio del método de Aldwinkle, el cual divide este peso en:

- Peso longitudinal continuo - Resto de pesos continuos, elementos transversales distribuidos homogéneamente. - Pesos locales, mamparos, estructuras, casetas… Dado que a esta altura todavía se desconocen los escantillones de los elementos estructurales transversales que se dispondrán y, siendo esto necesario para el cálculo del peso transversal continuo, sólo se realizan los cálculos correspondientes para obtener el peso longitudinal continuo de la sección maestra. Esto resultará útil para comparar, posteriormente, el peso se la sección obtenido mediante este método y el peso obtenido al diseñar la sección maestra con el programa Mars. El peso longitudinal continuo de la sección media se realiza de la siguiente manera:

(WI)10 = a · Lpp0,878 · B0,963 · T0,158 · D−0,189 · CB0,197

Siendo, en general, para gaseros: 𝑎 = 0,0147. Se ha utilizado este dato al no disponer del valor específico para metaneros de tanques de membrana, por lo tanto, el peso longitudinal continuo obtenido no es exacto.


46

Se obtiene así un valor de: (𝐖𝐈)𝟏𝟎 = 65,25t/m

Se procede a estimar ahora, siguiendo lo establecido en el libro de Meizoso [1], calcular el peso de la estructura de acero, utilizando el método de Harvald y J.Juncher:

WST = Cs · (Lpp · B · D + ∇supers)

Siendo:

Cs = Cso + 0,064 e(−05·u−0,103u2,45) = 0,075

u = log10 (∆

100)

De manera que se obtiene un peso de la estructura de acero de:

𝐖𝐒𝐓 = 30535,11 ton

La altura del centro de gravedad de la estructura de acero se calcula de acuerdo a la

siguiente expresión, siendo ésta un porcentaje del puntal:

KGWST =[48 + 0,15

(0,85 − CBD)Lpp2

D2 ] DA

D

Siendo:

DA: el puntal medio corregido debido a la existencia de bulbo de proa y a que Lpp/B≠6,5; tomando así un valor de 26,55m.

CBD: coeficiente de bloque al nivel del puntal de la cubierta superior Se obtiene la altura del centro de gravedad del peso de la estructura:

𝐊𝐆𝐖𝐒𝐓 = 47,93% D = 12,75 m

Peso del equipo y habilitación (WOA) y posición del centro de gravedad

Para un buque gasero, el peso del equipo y habilitación se puede aproximar a partir de la

siguiente fórmula:

WOA = ke · Lpp · B

Siendo para este tipo de buques:

ke = 0,36 − 0,53 · 10−3 · Lpp = 0,206

Por lo tanto, el peso WOA es:

𝐖𝐎𝐀 = 2832,45 ton


47

La altura del centro de gravedad se estima mediante la expresión, para Lpp > 250 m

KGWOA = D + 2,50

𝐊𝐆𝐖𝐎𝐀 = 29,11 m

Peso de la maquinaria (WQ) y posición del centro de gravedad

El peso de la maquinaria se puede dividir en el peso de la maquinaria propulsora (WQP) y el peso restante (WQR) y se puede aproximar teniendo en cuenta la potencia del motor y sus dimensiones y sus revoluciones:

WQ = WQP + WQR

- Peso de la maquinaria propulsora (WQP)

Se utiliza para éste cálculo el método propuesto por la sociedad de clasificación de Lloyd’s Register para motores lentos y semi rápidos, tal y como viene indicado en el Meizoso: Este peso, se compone a su vez del peso del motor, que viene dado por Wärtsilä y es:

QP = 1790 ton

Y el peso restante de la maquinaria propulsora:

WRP = c · BHPd = 0,59 · 50097,690,70 = 1350 ton

Se obtiene así el peso de la maquinaria propulsora total:

WQP = 3140,1 ton

- Peso de la maquinaria restante (WQR)

Este peso se refiere a la maquinaria que se encuentra tanto dentro como fuera de la

cámara de máquinas y es independiente de la propulsión: De nuevo, se utiliza la expresión propuesta por Lloyd’s Register:

WQR = k · VE′ + h · EJ(j · Lpp + 5)

Siendo VE′ el volumen de la cámara de máquinas y EJ la longitud de la línea de ejes que

se encuentra fuera de la cámara de máquinas, la cual se ha estimado para realizar el plano de disposición general y en un proyecto completo habría que dimensionar.

Se obtiene un valor de este peso de:

WQR = 2723,16 ton

Por lo tanto, como primera estimación se puede decir que el valor total del peso en rosca del buque es de:

PR = 41938 ton


48

A este peso hay que realizarle una pequeña corrección al optar por equipar al buque con

el equipo de tratamiento de agua de lastre de aproximadamente 10 ton obligatorio a partir del próximo año 2020, por lo que el peso en rosca final es de:

PR𝑐𝑜𝑟𝑟 = 41948 ton

Que es el peso que se ha introducido en Maxsurf para realizar los cálculos en cada situación de carga.

La altura del centro de gravedad del peso de la maquinaria total se estima por medio de

la siguiente fórmula, tal y como viene indicado en el libro de Meizoso:

KGWQ = 0,17T + 0,36D

𝐊𝐆𝐖𝐐 = 11,71 m

5.2.2 Resistencia longitudinal Una vez hecha la estimación de pesos, se procede con el programa Maxsurf Stability a

calcular la resistencia longitudinal para obtener los momentos flectores en cada condición. El mayor de esos momentos es para el cual se diseña posteriormente la estructura.

Para realizar la distribución de pesos que no conforman los tanques ni tanto de lastre como

de carga, ya que al haberlos definido ya en el programa Maxsurf distribuye automáticamente el peso, se siguen los siguientes pasos:

- Peso muerto restante: formado por los tanques que no son ni de carga ni de lastre. Se

considera que la mayoría de los tanques restantes están situados en la cámara de máquinas, tanques de servicio diario, de lubricación, de lodos etc, por lo que se distribuye este peso uniformemente a lo largo de la eslora de la cámara de máquinas. La magnitud de este peso es conocida, ya que se sabe cuál es el peso muerto total del buque y el peso total de los tanques de carga y lastre.

- Peso en rosca: se ha calculado en el apartado anterior el peso de la estructura de acero, de la maquinaria y de la habilitación y equipos y se consideran uniformemente distribuidos a lo largo de toda la eslora del buque. Esto no es totalmente cierto, pero resulta una condición más restrictiva al situar más peso en los extremos de proa y popa del que tiene el buque realmente. De esta forma se simula la condición de quebranto más límite y pesimista, que permitirá que los cálculos realizados para escantillonar la sección sean válidos.

Introducidos ya estos valores en el programa, se procede a calcular la resistencia longitudinal

del buque en cada condición de carga, lo que permite conocer la distribución de los momentos flectores y el momento flector máximo para cada caso de carga.


49

Tabla 5.2.2.1 Momentos flectores máximos para cada condición de carga

Condición Momento flector (kN·m)

Salida de puerto a plena carga 2,05 · 106

Llegada a puerto a plena carga 2,07 · 106

Salida de puerto en lastre 8,20 · 106

Llegada a puerto en lastre 8,10 · 106 Salida de puerto con tanques de carga pares llenos 3,23 · 106

Llegada a puerto con tanques de carga pares llenos 3,19 · 106

Salida de puerto con tanques de carga impares llenos 3,98 · 106

Llegada a puerto con tanques de carga impares llenos 3,99 · 106

De manera que como era de esperar, la situación de carga más demandante es aquella en la que el buque se encuentra saliendo de puerto en lastre, siendo por tanto el momento flector máximo de esta condición el momento que se utilice para realizar los cálculos estructurales.

𝐌𝐟𝐦𝐚𝐱 = 𝟖, 𝟐 · 𝟏𝟎𝟔 𝐤𝐍 · 𝐦

En la imagen siguiente se muestra la distribución de la resistencia longitudinal para esta condición.

Ilustración 5.2.2.1 Gráfico resistencia longitudinal del buque en salida de puerto en lastre


50

Escantillonado de la cuaderna maestra

51

Capítulo 6 Escantillonado de la cuaderna maestra

6.1. INTRODUCCIÓN

6.1.1 Elección del tipo de estructura y espaciado de refuerzos primarios Los buques pueden disponer de tres tipos de estructuras: longitudinal, transversal y mixta.

La disposición de cada una de ellas depende en gran medida del tipo de cargas a las que el buque está sometido, así como de las dimensiones del mismo.

En este caso, dadas las dimensiones del buque y su configuración, se ha considerado

apropiado utilizar una estructura de tipo longitudinal en la parte central (fondo, costado, doble casco y cubiertas) reduciéndose el fenómeno de pandeo y mejorando la capacidad del buque para soportar las cargas globales.

Un buque con estructura longitudinal se caracteriza por disponer de vagras en el doble

fondo, palmejares en el doble casco y en esloras en cubierta como elementos ordinarios y varengas, bulárcamas y baos como refuerzos transversales primarios.

La separación de los refuerzos primarios en la zona de carga depende del espaciado entre

cuadernas, que es de 700 mm; se ha elegido ubicar un primario fuerte cada 5 claras de cuaderna, siendo el espaciado entre estos de 3,5 metros.

6.1.2 Solicitaciones Para realizar el escantillonado de la cuaderna maestra, es necesario conocer el tipo de

cargas a las que se encuentra sometido el buque. En este apartado se presentan dichas solicitaciones, que se pueden diferenciar en: Aguas tranquilas:

- Momento flector

El momento flector que se tiene en cuenta para calcular la estructura es el mayor de los momentos obtenidos en las condiciones de carga definidas en Maxsurf. Como se ha comentado en el apartado 5.2.1 el mayor momento flector se da en la condición de salida de puerto en lastre, y tiene un valor de:

𝐌𝐬𝐰,𝐇 = 8,20 · 106 kN · m

- Esfuerzo cortante

De la misma manera, el esfuerzo cortante en aguas tranquilas es el esfuerzo cortante máximo de las condiciones de carga, es decir, el obtenido también en la condición de salida de puerto en lastre:


52

𝐐𝐬𝐰,𝐇 = −9,90 · 104 kN

Olas:

- Momento flector

Para conocer el valor del momento flector en olas se acude a la normativa de Bureau

Veritas [6], (Part B, Ch 5, Sec 2, 3). Se muestra a continuación el valor obtenido en las situaciones de arrufo y quebranto que es en la que se encuentra el buque:

Momento vertical en olas en Sagging:

𝐌𝐰𝐯,𝐒 = −110 · 𝐹𝑀 · n · C · L2 · B · (CB + 0,7) · 10−3

Siendo:

𝐹𝑀: un factor de distribución de valor 1

n: coeficiente de navegación de valor 1

C: parámetro de ola: C = 10,75 − (300−L

100)

1,5

= 10,68

𝐌𝐰𝐯,𝐒 = −7,16 · 106 kN · m

Momento vertical en olas en Hogging:

𝐌𝐰𝐯,𝐇 = 190 · 𝐹𝑀 · n · C · L2 · B · CB · 10−3

𝐌𝐰𝐯,𝐇 = 6,40 · 106 kN · m Momento horizontal en olas:

𝐌𝐰𝐇 = 0,42 · 𝐹𝑀 · n · H · L2 · T · CB Siendo:

H: parámetro de ola: H = 8,13 − (3250−0,7L

125)

3

= 8,10

𝐌𝐰𝐇,𝐇 = 2,88 · 106 kN · m

- Esfuerzo cortante

El valor del esfuerzo cortante en olas se calcula mediante la siguiente fórmula:

𝐐𝐰𝐯 = 30 · FQ · n · C · L · B · (CB + 0,7) · 10−2

Siendo: 𝐹𝑄: factor de distribución: 𝐹𝑄 =−

+ 0,7


53

𝐐𝐰𝐯 = 4251 kN Una vez obtenidos estos valores, se procede a comprobar que el valor del momento flector

máximo en aguas tranquilas cumple con el valor mínimo establecido por la sociedad de clasificación:

𝐌𝐬𝐰,𝐇 = 174 · n · B · C · L2 · (CB + 0,7) · 10−3 − Mwv,H = 5,99 · 106 kN · m

Que si se compara con el valor obtenido en Maxsurf:

𝐌𝐬𝐰,𝐇 = 8,20 · 106 kN · m

Se comprueba que se cumple con el mínimo momento flector en aguas tranquilas requerido.

6.2. ESCANTILLONES MÍNIMOS

6.2.1. Espesores mínimos reglamentarios de chapa Para determinar los espesores (netos) mínimos que, por normativa, deben tener las chapas

es necesario calcular los espesores reglamentarios mínimos, que posteriormente se comprobará que cumplen con los espesores mínimos requeridos en padeo.

Espesores mínimos reglamentarios

En Bureau Veritas (Part B, Ch 7, Sc1 Tabla 2) se muestran los cálculos de los espesores mínimos de las planchas, los cuales dependen entre otros factores, del espaciado entre refuerzos.

Los parámetros utilizados para el cálculo de estos espesores son los siguientes:

- 𝐿 ∶ Distancia medida en la flotación de verano desde el extremo de la roda hasta el extremo del poste del timón. No debe ser inferior al 96% ni superior al 97% de la eslora en la línea de flotación de verano.

L = 287,55 m

- 𝑘 ∶ coeficiente de valor 1

- 𝑠 ∶ separación entre refuerzos

s = 800 mm

De manera que, teniendo en cuenta la estructura longitudinal del buque, los espesores

resultan:

Quilla:

t = 3,8 + 0,040 · L · k12 + 4,5 · s = 18,9 mm ≈ 19 mm

Fondo:


54

t = 1,9 + 0,032 · L · k12 + 4,5 · s = 14,7 mm ≈ 15 mm

Doble fondo:

t = 1,9 + 0,024 · L · k12 + 4,5 · s = 12,4 mm ≈ 12, 5 mm

Costado:

t = 2,1 + 0,031 · L · k12 + 4,5 · s = 14,61 mm ≈ 15 mm

Doble casco:

t = 3,6 + 2,2 · L · k12 + s = 6,6 mm ≈ 7 mm

Cubierta resistente y de tronco:

t = 1,6 + 0,032 · L · k12 + 4,5 · s = 14,4 mm ≈ 14,5 mm

Para el cálculo del espesor de la chapa de pantoque, se sigue lo estipulado en (BV, Part B,

Ch 7, Sc 1, 3.3.1):

Pantoque: El espesor de la chapa de pantoque no deberá se ser menor que el mayor de los espesores de sus chapas adyacentes, fondo y costado.

t = 14,9 · Ca· · Cr· · s √ɣR · ɣm ·ɣS2 · pS + ɣw2 · pw

λL · Ry

Siendo:

pS = ρg(T − z) = 127,7kN/m2

pw = ρgh−2π(T−z)

L = 46,01 kN/m2

λL = √1 − 3 · (ɣm ·τ1

Ry)2 − 0,95 · (ɣm ·

σx1

Ry)2 − 0,225 · ɣm ·

σx1

Ry

Sabiendo que ɣ𝑅, ɣ𝑚 , ɣ𝑆2 , ɣ𝑤2 son coeficientes de seguridad parcial para las planchas y

cuyos valores se obtienen de la Tabla 1 de (BV, Part B, Ch 7, Sc 1) y que Ry = 235 N/mm2.

λL = 0,929

Los coeficientes 𝐶𝑎 y 𝐶𝑟·:

Ca = 1,21 · √1 + 0,33 · (s

l)

2

− 0,69 ·s

l ≤ 1

Siendo: 𝑙 = 3,5 𝑚 se obtiene:

Ca = 1,06

Luego, se toma Ca = 1


55

Cr = 1 − 0,5 ·s

r

Al ser el panel plano se toma Cr = 1

Falta por último, conocer el valor del término de la tensión σx1 dado en (BV, Part B, Ch 7, Sc 1, 3.2.6):

σx1 = ɣS1 · σS1 + ɣw1 · CFT · (CFV · σWV1 + CFH · σWH1 + CFΩ · σΩ)

Siendo:

CFV = 1

CFH = 0

CFΩ = 0 CFT = 1

Se conoce que FD = 1 Sustituyendo, se obtiene el valor del espesor mínimo de la chapa de pantoque:

t = 14,63 mm ≈ 15 mm

Espesores mínimos por pandeo

Como se ha observado a lo largo del desarrollo del proyecto, el buque se encuentra siempre en quebranto para todas las situaciones de carga, por lo que es necesario calcular los espesores mínimos de las chapas del fondo y doble fondo, que son las que están sometidas a cargas en compresión para evitar que sufran de pandeo (BV, Part B, CH 7, Sc 1, 5.3):

Es necesario calcular en primer lugar calcular la tensión crítica de pandeo σc

Si ReH

2≥ σE la tensión crítica de pandeo será: σC = σE

Si ReH

2< σE la tensión crítica de pandeo será: σC = ReH (1 −

ReH

4σE)

Conocido el valor de ReH para el material: ReH = 235 N/mm^2.

Para ello se calcula la tensión de pandeo de Euler:

σE =π2 · E

12 (1 − v2)· (

t

b)

2

· K1 · ε · 10−6

Siendo:

ε = 1

K1 = 4; Factor de pandeo

v = 0,3; Coeficiente de Poisson


56

E = 210000 N/mm2; Módulo de Young

b = 0,8 ; Espaciado entre refuerzos

El espesor de las planchas se calcula como:

t =b

π· √

3 · ReH2 · (1 − v2)

E · K1 · 𝜀 · (ReH − ɣRɣm |σC

σRσm|

Quilla:

σE =π2 · 210000

12 (1 − 0,32)· (

19

0,8)

2

· 4 · 1 · 10−6 = 423,74 N/mm2

Como σE >ReH

2: σC = 235 (1 −

235

4σE) = 202,42 N/mm2

Siendo por tanto, el espesor:

𝐭 = 𝟏𝟗 𝐦𝐦

Se calcula demás la anchura mínima dela plancha de quilla (BV, Part B, Sc 4, 1.3):

b = 0,8 + 0,5 ·L

100= 2,24 m

Resultando la anchura de la plancha elegida en el proyecto válida al ser de 4 m.

Fondo:

σE =π2 · 210000

12 (1 − 0,32)· (

15

0,8)

2

· 4 · 1 · 10−6 = 266,9 N/mm2

Como σE >ReH

2: σC = 235 (1 −

235

4σE) = 183,27 N/mm2

Obteniéndose un espesor de:

𝐭 = 𝟏𝟓 𝐦𝐦

Doble fondo:

σE =π2 · 210000

12 (1 − 0,32)· (

12,5

0,8)

2

· 4 · 1 · 10−6 = 182,4 N/mm2


57

Como σE >ReH

2: σC = 235 (1 −

235

4σE) = 159,31 N/mm2

Siendo el espesor de:

𝐭 = 𝟏𝟓 𝐦𝐦

Se comprueba por lo tanto, que los espesores mínimos reglamentarios cumplen los los espesores mínimos requeridos por pandeo.

Es necesario recordar que los espesores calculados son netos y se debe aplicar, por

tanto, un margen de corrosión. En la siguiente tabla se adjunta un resumen de los espesores finales mínimos de las

chapas:

Tabla 6.2.1.1 Resumen espesores finales mínimos

Plancha Espesor (mm)

Quilla 19

Fondo 15

Doble fondo 12,5

Costado 15

Doble casco 7

C Cubierta resistente y tronco 14,5

Pantoque 15

6.2.2 Espesores mínimos reglamentarios de refuerzos ordinarios Se llaman refuerzos ordinarios a los elementos estructurales que definen el tipo de estructura

del buque. El espesor del alma de los mismos se puede calcular, para L > 220 m, a través de la siguiente fórmula (BV, Part D, Ch 9, Sc 4, 5.3.1)

𝐭 = 3 · k12 + 4,5 + s = 8,3 mm ≈ 𝟖, 𝟓 𝐦𝐦

6.2.3 Espesores mínimos reglamentarios de refuerzos primarios El espesor mínimo de los refuerzos primarios depende de donde estén situados estos. En

concreto, para buques con doble fondo los espesores de las vagras y varengas se calculan de la siguiente manera (BV, Part B, Ch 7, Sc 2, Tabla 6):

Vagra central:

𝐭 = 2 · L13 · k

16 = 13,12 mm ≈ 𝟏𝟑, 𝟓 𝐦𝐦

Resto de vagras:

𝐭 = 1,4 · L13 · k

16 = 9,24 ≈ 𝟗, 𝟓 𝐦𝐦

Varengas:


58

𝐭 = 1,5 · L13 · k

16 = 9,90 ≈ 𝟏𝟎 𝐦𝐦

Para el cálculo del espesor del alma del resto de refuerzos primarios se utiliza la fórmula

dada en (BV, Part D, Ch 9, Sc 4, 5.4.1):

𝐭 = 4,1 + 0,015 · L · k12 = 8,41 mm ≈ 𝟖, 𝟓 𝐦𝐦

6.3. ANÁLISIS CON MARS

6.3.1 Análisis inicial Para realizar el escantillonado de la cuaderna maestra se utiliza el programa Mars de

Bureau veritas, en el cual se introducen los parámetros principales del buque (dimensiones, momento flector, etc) para comenzar a dimensionar la sección y el programa es el encargado de mostrar los resultados y el cumplimiento o no de los criterios.

En un principio, en el diseño inicial de la cuaderna maestra se introducen los espesores

mínimos de chapa calculados anteriormente y los refuerzos longitudinales ordinarios. Se elige que estos refuerzos tengan perfil T para en las zonas cercanas a la flotación y en la obra viva del buque al destacar el buen comportamiento de los mismos a fatiga. Para el resto de la sección se eligen perfiles en L.

Los resultados iniciales obtenidos al introducir estos datos son los siguientes:

Ilustración 6.3.1.1 Espesores iniciales planchas

Como un primer análisis, se observa que se deberían modificar los escantillones de las chapas del fondo, doble fondo, costado y doble casco así como las chapas adyacentes a la carga al no cumplir en su mayoría el espesor mínimo por carga.


59

Los refuerzos longitudinales de fondo y la mayoría de cubierta no cumplen con los criterios de módulo ni área requerida para esfuerzos cortantes y será necesario por tanto, aumentar los escantillones.

El material que se emplea es acero dulce de límite elástico 235 MPa. No se considera la utilización de otro tipo de acero.

6.3.2 Análisis final Se muestran a continuación los resultados obtenidos tras realizar modificaciones en los

escantillones tanto de las chapas como de los refuerzos.

Ilustración 6.3.2.1 Características estructurales de la sección

Ilustración 6.3.1.2 Refuerzos ordinarios iniciales


60

En primer lugar, se aprecia el área de la sección formada por las chapas y los refuerzos longitudinales que permite conocer el peso distribuido longitudinalmente del acero en dicha sección:

𝑾𝑴𝑺 = 9,548 m2 · 7,85t

m3= 𝟕𝟒, 𝟗𝟓 𝒕/𝒎𝟐

Que si se compara con el valor obtenido mediante la fórmula de Aldwinkla se aprecia la

diferencia obtenida a través de ambos métodos

(𝐖𝐈)𝟏𝟎 = 65,25t/m Esto se atribuye, como ya se mencionó en el apartado 5.2.1 a la utilización del coeficiente

“a” general para gaseros ya que no se especifica un valor concreto para metaneros de tanque

de membrana, lo cual justificaría la diferencia en el peso.

Escantillones de chapas y refuerzos ordinarios

A la hora de realizar el escantillonado final de la sección se debe tener en cuenta la tensión de limitación de diseño, esto es, la tensión máxima de las paredes de la membrana, la cual no puede ser superior a 120 MPa.

A la hora de realizar el escantillonado final de la sección se debe tener en cuenta la tensión de limitación de diseño, esto es, la tensión máxima de las paredes de la membrana, la cual no puede ser superior a 120 MPa.

Ilustración 6.3.2.2 Espesores finales chapas Ilustración 6.3.2.3: Refuerzos finales ordinarios


61

Este es el motivo por el cual los escantillones tanto de las planchas como de los refuerzos las zonas principalmente del fondo y de la cubierta son superiores a los mínimos establecidos por el programa Mars.

Una de las modificaciones realizadas en los escantillones de los refuerzos ha sido aumentar el módulo, para ello se ha incrementado el espesor del ala de los refuerzos.

A continuación, se muestran los escantillones de los mismos:

Ilustración 6.3.2.4 Escantillonado refuerzos ordinarios


62

Un aspecto importante a tener en cuenta en la realización de la cuaderna maestra es el

grado de material de las chapas. El grado de la chapa dependerá del espesor de esta y del tipo de chapa que sea y todos ellos se definen en la reglamentación.

Sin embargo, Estados Unidos aplica una normativa especial para todos los barcos que naveguen en sus aguas. Según el USCG Foreing Gas Carrier Book [13] todos los buques de este tipo deben disponer de grado D en las planchas de trancanil, cinta y pantoque,

Dado que el buque del proyecto navega por las aguas estadounidenses se dispone de grado D en las zonas mencionadas.

6.4 MAMPARO DEL COFFERDAM

6.4.1 Introducción En este apartado se expone el proceso seguido para calcular los escantillones de los

elementos que forman el mamparo del cofferdam situado a popa del tanque de carga 3 en la cuaderna 186.

Se disponen los refuerzos verticales del mamparo alineados con los refuerzos longitudinales

y las vagras del doble fondo de la cuaderna maestra y los refuerzos horizontales coincidentes con los palmejares dispuestos.

Los refuerzos utilizados en el mamparo son refuerzos en T, ya que disminuyen los esfuerzos por fatiga y permiten obtener módulos más elevados, además, aunque no es objeto de este proyecto, es necesario en un futuro realizar un análisis de la zona central del mamparo y disponer en esa zona llantas anti pandeo.

Ilustración 6.3.2.5: Escantillonado de chapas


63

A continuación, se puede ver en la imagen la disposición de los elementos estructurales del mamparo:

Ilustración 6.4.1.1 Disposición de los refuerzos y chapas del mamparo

6.4.2 Escantillonado del mamparo El primer paso que se ha seguido para realizar el análisis del mamparo, ha sido establecer

los espesores de cada una de las planchas y estos se han ido modificando hasta obtener los espesores finales que a continuación, en la imagen se muestran; tras esto, se han definido los escantillones de cada uno de los refuerzos verticales.

A.I A.II A.III A.IV

B.I B.II B.III B.IV

C.IV C.III C.II C.I

D.IV

E.IV E.III

D.III D.II D.I

E.II

Ilustración 6.4.2.1 Espesores de chapas


64

Se observa como los refuerzos situados en los extremos superior e inferior más cercanos

a la membrana están sometidos a mayores esfuerzos cortantes.

En la tabla siguiente, se adjunta a modo resumen, los escantillones tanto de las chapas, como de los refuerzos.

Table 6.3.2.1 Resumen escantillones mamparo

Chapa Espesor t (mm) Refuerzo T (mm)

A

I

15

500x20/ 300x20 II

II

IV 530x20/ 350x20

B

I

16

500x20/ 300x20 II

III 500x20/ 350x20

IV 525x20/ 350x20

C

I

13

525x20/ 325x20 II

II 500x20/ 300x20

IV 500x20/ 350x20

D

I

12

300x13/ 150x10 II

III 350x15/ 200x13 IV 350x15/ 250x18

E

II

10 300x13/ 150x10

III

IV 300x15/ 150x10

Tabla 6.4.2.1 Escantillonado de los elementos del mamparo

Figure 6.4.2.2 Refuerzos verticales


65

Como se ha mencionado antes, al no ser objeto del trabajo, no se ha realizado, pero para

proyectos más completos sería necesario realizar un análisis de pandeo del cofferdam para conocer el lugar de colocación exacto de las llantas antipandeo y para saber si sería necesario modificar los escantillones.


66

Conclusiones

67

Capítulo 6 Conclusiones

Se exponen a continuación las principales conclusiones que resultan de la realización del

trabajo. Con este trabajo se pretende obtener una idea general y preliminar de lo que sería la

realización de un proyecto de un buque desde su dimensionamiento, pasando por el diseño de las formas, la disposición general y la estabilidad inicial hasta el diseño de la cuaderna maestra. Por lo que no se espera que los resultados aquí obtenidos sean definitivos, sino que los cálculos deberían continuarse hasta la convergencia de los resultados finales con los iniciales obtenidos en este proyecto.

En primer lugar, se resaltan la importancia de los buques gaseros en el sector, así como los

grandes avances tecnológicos que han experimentado estos buques, los cuales han permitido entre otras cosas, aumentar la capacidad de los mismos hasta 600 veces el volumen inicial de

carga, llegando actualmente a alcanzarse capacidades de hasta 250000 m3.

Cabe destacar, además, las aproximaciones realizadas en el cálculo de la estabilidad a la hora de definir los centros de gravedad y la distribución de los pesos. Se insiste principalmente en la utilización del método de Aldwinckle para calcular de forma más precisa esta distribución, siendo necesario para ello los escantillones de los refuerzos primarios y ordinarios.

Así mismo, debe ser objeto de estudio también la estabilidad en averías exigido por la normativa y que permitirá asegurar la seguridad del buque.

Resultaría obligatorio completar el diseño de la cuaderna maestra realizar un estudio por

elementos finitos para asegurar la integridad de la estructura y analizar las zonas más críticas de la misma. En adición, sería conveniente realizar en las fases más avanzadas del proyecto un estudio de uno de los principales fenómenos a los que están sometidos estos tipos de buques, la fatiga.

En el proceso de escantillonado de la cuaderna maestra en la vida real, otro de los

elementos que se tiene en cuenta es el grado del material, en este caso acero dulce de 235 MPa, que se va a utilizar. Este, se establece en función del tipo de chapa y de su espesor. Tal y como se ha mencionado en el último apartado, el grado de material de las chapas de trancanil, cinta y pantoque en este tipo de buques que navegan en aguas estadounidenses tiene que ser por reglamentación grado D.

Debido a las bajas temperaturas, inferiores a las normales, a las que se transporta el gas natural sería conveniente realizar un cálculo térmico que permitiera conocer la temperatura de las chapas en contacto con la membrana para determinar el grado de acero que sería necesario disponer.

Conclusiones

68

Referencias

69

Referencias

[1] G. E. i. LNG, «GTT: Technologies & Services: Our technologies,» 2019. [En línea]. Available: https://www.gtt.fr/en/technologies-services/our-technologies.

[2] Sedigas, Informe Anual. El gas en el mundo.

[3] J. J. A. A. M. M. F. Ricardo Alvariño Castro, Proyecto Básico del Buque Mercante, Madrid: Fondo Editorial de Ingeniería Naval, 2007.

[4] A. B. Mayor, Resistencia y Propulsión del Buque, Madrid, Julio 2015.

[5] IMO, Enmiendas de 2016 al anexo VI del Convenio MARPOL.

[6] B. Veritas, «Rules for the classification of steel ships,» July 2018.

[7] IMO, «CIG».

[8] A. Witcher, «GTT Membrane Cargo Containment Systems,» [En línea]. Available: https://www.onthemosway.eu/wp-content/uploads/2015/09/PRESENTATION-18-%E2%80%93-GTT-MEMBRANE-CARGO-CONTAINTMENT-SYSTEMS.pdf.

[9] IMO, Convenio SOLAS.

[10] IMO, Convecio Internacional sobre el Arqueo de Buques, 1969.

[11] Amendments to the protocol of 1988 relating to the international Convention on Load Lines, 1966.

[12] «RESOLUTION MSC 267(85),» de ADOPTION OF THE INTERNATIONAL CODE ON INTACT STABILITY, 2008, 4 de diciembre de 2008.

[13] USCG, Unites States Coast Guard Foreign Gas Carrier.

Anexo I: Base de datos

Anexo I: Base de datos

Nombre Año LOA (m) Lpp (m) B (m) D (m) T (m) Capacidad de carga (m^3) Peso Muerto (ton) Velocidad (kn)

K. Mugungwha 2008 288.20 277.20 43.40 26.02 12.72 151812.20 87488.00 19.50 Express 2009 291.00 280.00 43.40 26.00 12.42 150900.00 83276.00 19.20

Castillo de Santisteban 2010 299.90 288.00 45.80 26.00 12.50 173673.00 93796.00 19.70

Lena River 2013 288.00 275.00 44.20 26.00 12.50 155165.20 84585.00 19.50 Clean Planet 2013 289.00 275.00 45.60 26.00 12.50 161814.50 89848.00 19.50 Experience 2014 294.50 283.50 46.40 26.50 12.52 173660.20 93105.00 19.70 Kita LNG 2014 294.20 283.20 44.00 26.00 12.50 160118.50 89752.00 19.90

Energy Atlantic 2015 290.00 278.00 46.00 26.00 12.60 159924.60 89766.00 19.50 Christophe de Margerie 2016 299.00 283.10 50.00 26.50 13.00 172845.70 96779.00 19.50

LNG Abuja II 2016 292.00 280.00 47.80 26.20 12.65 174894.20 89147.00 19.75 Prachi 2016 294.97 289.00 45.60 26.50 12.50 173322.60 90328.00 19.50 Pacific Breeze 2018 299.94 286.50 52.00 28.00 12.20 183352.22 93830.00 20.20

Anexo II: Hidrostáticas

Anexo II: Hidrostáticas

Draft Amidships (m) 9.00 9.50 10.00 10.50 11.00 11.50 12.00 12.53

Displacement t 91825 97657 103539 109474 115462 121509 127619 133706

Heel deg 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000

Draft at FP m 9.000 9.504 10.009 10.513 11.017 11.521 12.026 12.530

Draft at AP m 9.000 9.504 10.009 10.513 11.017 11.521 12.026 12.530

Draft at LCF m 9.000 9.504 10.009 10.513 11.017 11.521 12.026 12.530

Trim (+ve by stern) m 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000

WL Length m 291.535 291.499 290.918 290.548 290.715 292.450 295.404 298.036

Beam max extents on WL m 46.202 46.215 46.227 46.239 46.260 46.289 46.319 46.349

Wetted Area m^2 14766.340 15133.831 15502.718 15863.090 16238.008 16607.019 16993.930 17558.021

Waterpl. Area m^2 11232.054 11330.215 11433.080 11527.957 11641.909 11754.409 11885.710 12015.332

Prismatic coeff. (Cp) 0.745 0.750 0.757 0.762 0.767 0.767 0.763 0.761

Block coeff. (Cb) 0.729 0.734 0.741 0.747 0.751 0.752 0.749 0.750

Max Sect. area coeff. (Cm) 0.991 0.992 0.992 0.992 0.992 0.992 0.992 0.992

Waterpl. area coeff. (Cwp) 0.834 0.841 0.850 0.858 0.866 0.868 0.869 0.870

LCB from zero pt. (+ve fwd) m 151.605 151.209 150.785 150.340 149.878 149.401 148.907 148.391

LCF from zero pt. (+ve fwd) m 145.573 144.362 143.129 142.069 140.844 139.734 138.461 137.127

KB m 4.773 5.041 5.309 5.577 5.846 6.116 6.387 6.659

KG m 12.530 12.530 12.530 12.530 12.530 12.530 12.530 12.530

BMt m 19.371 18.457 17.640 16.905 16.241 15.635 15.078 14.556

BML m 660.919 635.264 613.285 592.207 576.534 562.251 552.419 544.205

GMt m 11.614 10.968 10.419 9.952 9.557 9.221 8.934 8.688

GML m 653.162 627.774 606.063 585.254 569.850 555.837 546.275 550.865

KMt m 24.144 23.498 22.949 22.482 22.087 21.751 21.464 21.216

KML m 665.692 640.304 618.593 597.784 582.380 568.367 558.805 550.865

Immersion (TPc) tonne/cm 115.129 116.135 117.189 118.162 119.330 120.483 121.829 123.157

MTc tonne.m 2060.977 2106.667 2156.315 2201.643 2260.953 2320.840 2395.623 2530.958

RM at 1deg = GMt.Disp.sin(1) tonne.m 18612.464 18692.389 18826.381 19013.524 19257.619 19554.836 19899.433 49506.164

Max deck inclination deg 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000

Anexo III: Equilibrio


Condición 1: Salida de puerto: plena carga Condición 2: Llegada a puerto: plena carga

EQUILIBRIUM

Draft Amidships m 12.534

Displacement t 133706

Heel deg 0.3

Draft at FP m 11.657

Draft at AP m 13.224

Draft at LCF m 12.53

Trim (+ve by stern) m 1.567

WL Length m 298.253

Beam max extents on WL m 46.35

Wetted Area m^2 17558.021

Waterpl. Area m^2 12015.33

Prismatic coeff. (Cp) 0.761

Block coeff. (Cb) 0.75

Max Sect. area coeff. (Cm) 0.992

Waterpl. area coeff. (Cwp) 0.87

LCB from zero pt. (+ve fwd) m 148.391

LCF from zero pt. (+ve fwd) m 137.127

KB m 6.659

KG fluid m 16.298

BMt m 14.556

BML m 544.205

GMt corrected m 8.688

GML m 550.865

KMt m 21.216

KML m 550.865

Immersion (TPc) tonne/cm 123.157

MTc tonne.m 2538.913

RM at 1deg = GMt.Disp.sin(1) tonne.m 11902.383

Max deck inclination deg 0.4515

Trim angle (+ve by stern) deg 0.2887


Condición 3: Salida de puerto: Lastre Condición 4: Llegada a puerto: Lastre

EQUILIBRIUM



Heel deg 0

Draft at FP m 10.02




WL Length m 295.858










KB m 5.693

KG fluid m 15.963

BMt m 16.809

BML m 611.719


GML m 601.449

KMt m 22.502

KML m 617.405







Cond 5: Salida puerto: Tq pares cargados Cond 6: Llegada puerto: Tq pares cargados

EQUILIBRIUM



Heel deg 0

Draft at FP m 9.458


Draft at LCF m 11.4


WL Length m 303.192










KB m 6.079

KG fluid m 16.436

BMt m 16.222

BML m 629.279


GML m 618.92

KMt m 22.3

KML m 635.307







Cond 7: Salida puerto: Tq impares cargados Cond 8: Llegada puerto: Tq impares cargados

EQUILIBRIUM



Heel deg 0.3

Draft at FP m 10.086

Draft at AP m 11.8



WL Length m 297.753










KB m 5.825

KG fluid m 16.255

BMt m 16.531

BML m 609.464


GML m 599.034

KMt m 22.355

KML m 615.268



RM at 1deg = GMt.Disp.sin(1) tonne.m 12346



Anexo IV: Curvas GZ

Anexo IV: Curvas GZ


Anexo IV: Curvas GZ


Anexo IV: Curvas GZ

Condición 3: Salida de puerto: Lastre

Anexo IV: Curvas GZ

Condición 4: Llegada a puerto: Lastre

Anexo IV: Curvas GZ

Condición 5: Salida de puerto: Tanques pares de carga llenos

Anexo IV: Curvas GZ

Condición 6: Llegada a puerto: Tanques pares de carga llenos

Anexo IV: Curvas GZ

Condición 7: Salida de puerto: Tanques impares de carga llenos

Anexo IV: Curvas GZ

Condición 8: Llegada a puerto: Tanques impares de carga llenos

Anexo V: Capacidades y llenado de tanques


ITEM NAME QUANTITY UNIT MASS

TONNE TOTAL MASS

TONNE UNIT VOLUME

(m^3) TOTAL

VOLUME (m^3) LONG.

ARM (m) TRANS.

ARM (m) VERT.

ARM (m)

Rest of Lightship 1 11402.89 11402.89 150 0 17.12

Steel Lightship 100% 30535.11 30535.11 150 0 12.75

Total 41938 150 0 13.954

Rest of DW 100% 12896.26 12896.26 39 0 23

Nº1 CARGO TANK 98% 10280 10075.08 22846.95 22390 243.019 0.357 15.582

Nº2 CARGO TANK 98% 22591.49 22139.65 51701.15646 50203.3 199.096 0 16.744

Nº3 CARGO TANK 98% 22591.49 22139.65 51701.15646 50203.3 147.76 0 16.744

Nº4 CARGO TANK 98% 22591.49 22139.65 51701.15646 50203.3 96.5 0 16.744

Nº1 WB TANK (P) 0% 1315.458 0 1283.373 0 240.279 16.88 3.53

Nº1 WB TANK (S) 0% 1315.458 0 1283.373 0 240.279 -16.88 3.53

Nº2 WB TANK (P) 0% 3213.327 0 3134.953 0 199.167 20.617 3.53

Nº2 WB TANK (S) 0% 3213.327 0 3134.953 0 199.167 -20.617 3.53

Nº3 WB TANK (P) 0% 3029.747 0 2955.85 0 146.907 20.892 3.53

Nº3 WB TANK (S) 0% 3029.747 0 2955.85 0 146.907 -20.892 3.53

Nº4 WB TANK (P) 0% 2826.631 0 2757.689 0 97.608 20.828 3.53

Nº4 WB TANK (S) 0% 2826.631 0 2757.689 0 97.608 -20.828 3.53

Nº1 DB WB TANK 0% 2925.733 0 2854.374 0 230.592 0 0

Nº2 DB WB TANK 0% 7257.413 0 7080.403 0 208.242 0 -0.136

Nº3 DB WB TANK 0% 7118.12 0 6944.507 0 146.784 0 0

Nº4 DB WB TANK 0% 6449.727 0 6292.417 0 105.798 0 0

MDO TANK 100% 2377.7 2377.7 2830.61 2774 66.5 0 14.805

AFTER PEAK 0% 2549.828 0 2487.637 0 10.388 0 9

Nº5 DB WB TANK 0% 595.44 0 580.917 0 69.96 0 0.011

FWD WB TANK 0% 7622.115 0 7436.209 0 274.466 0 0.025

Total Loadcase 133705.986 237161.791 174686.646 145.296 0.03 16.298

FS correction 0

VCG fluid 16.298




TONNE TOTAL MASS

TONNE UNIT VOLUME

(m^3) TOTAL

VOLUME (m^3) LONG.

ARM (m) TRANS.

ARM (m) VERT.

ARM (m)


Steel Lightship 100% 30535.11 30535.11 150 0 12.75

Total 41938 150 0 13.954

Rest of DW 100% 12896.26 12896.26 39 0 23

Nº1 CARGO TANK 98% 10280 10075.08 22846.95 22390 243.019 0.357 15.582

Nº2 CARGO TANK 98% 22591.49 22139.65 51701.15646 50203.3 199.096 0 16.744

Nº3 CARGO TANK 98% 22591.49 22139.65 51701.15646 50203.3 147.76 0 16.744

Nº4 CARGO TANK 98% 22591.49 22139.65 51701.15646 50203.3 96.5 0 16.744

Nº1 WB TANK (P) 0% 1315.458 0 1283.373 0 240.279 16.88 3.53

Nº1 WB TANK (S) 0% 1315.458 0 1283.373 0 240.279 -16.88 3.53

Nº2 WB TANK (P) 0% 3213.327 0 3134.953 0 199.167 20.617 3.53

Nº2 WB TANK (S) 0% 3213.327 0 3134.953 0 199.167 -20.617 3.53

Nº3 WB TANK (P) 0% 3029.747 0 2955.85 0 146.907 20.892 3.53

Nº3 WB TANK (S) 0% 3029.747 0 2955.85 0 146.907 -20.892 3.53

Nº4 WB TANK (P) 0% 2826.631 0 2757.689 0 97.608 20.828 3.53

Nº4 WB TANK (S) 0% 2826.631 0 2757.689 0 97.608 -20.828 3.53

Nº1 DB WB TANK 0% 2925.733 0 2854.374 0 230.592 0 0

Nº2 DB WB TANK 0% 7257.413 0 7080.403 0 208.242 0 -0.136

Nº3 DB WB TANK 0% 7118.12 0 6944.507 0 146.784 0 0

Nº4 DB WB TANK 0% 6449.727 0 6292.417 0 105.798 0 0

MDO TANK 10% 2377.7 237.77 2830.61 242.62 66.5 0 4.18

AFT WB TANK (P) 0% 2572.877 0 2510.124 0 66.594 -13.831 3

Nº5 DB WB TANK 0% 595.44 0 580.917 0 69.96 0 0.011

FWD WB TANK 0% 7622.115 0 7436.209 0 274.466 0 0.025

Total Loadcase 131842.195 237161.791 172466.656 146.411 0.031 16.302

FS correction 0.013

VCG fluid 16.315




TONNE TOTAL MASS

TONNE UNIT VOLUME

(m^3) TOTAL

VOLUME (m^3) LONG.

ARM (m) TRANS.

ARM (m) VERT.

ARM (m)


Steel Lightship 100% 30535.11 30535.11 150 0 12.75

Total 41938 150 0 13.954

Rest of DW 100% 12896.26 12896.26 39 0 23

Nº1 CARGO TANK 2% 10280 201.50 22846.95 447.7 242.76 0.02 3.814

Nº2 CARGO TANK 2% 22591.49 451.83 51701.15646 1004.07 199.095 0 3.829

Nº3 CARGO TANK 2% 22591.49 451.83 51701.15646 1004.07 147.76 0 3.829

Nº4 CARGO TANK 2% 22591.49 451.83 51701.15646 1004.07 96.5 0 3.829

Nº1 WB TANK (P) 100% 1315.458 1315.458 1283.373 1283.373 250.613 15.727 12.889

Nº1 WB TANK (S) 100% 1315.458 1315.458 1283.373 1283.373 250.613 -15.727 12.889

Nº2 WB TANK (P) 100% 3213.327 3213.327 3134.953 3134.953 199.977 21.81 15.572

Nº2 WB TANK (S) 100% 3213.327 3213.327 3134.953 3134.953 199.977 -21.81 15.572

Nº3 WB TANK (P) 100% 3029.747 3029.747 2955.85 2955.85 147.092 21.852 15.304

Nº3 WB TANK (S) 100% 3029.747 3029.747 2955.85 2955.85 147.092 -21.852 15.304

Nº4 WB TANK (P) 100% 2826.631 2826.631 2757.689 2757.689 97.07 21.831 15.346

Nº4 WB TANK (S) 100% 2826.631 2826.631 2757.689 2757.689 97.07 -21.831 15.346

Nº1 DB WB TANK 100% 2925.733 2925.733 2854.374 2854.374 242.707 0 1.747

Nº2 DB WB TANK 100% 7257.413 7257.413 7080.403 7080.403 199.717 0 1.521

Nº3 DB WB TANK 100% 7118.12 7118.12 6944.507 6944.507 147.319 0 1.52

Nº4 DB WB TANK 100% 6449.727 6449.727 6292.417 6292.417 96.262 0 1.576

MDO TANK 100% 2377.7 2377.7 2830.61 2774 66.5 0 14.805

AFTER PEAK 100% 2549.828 2549.828 2487.637 2487.637 6.577 0 12.942

Nº5 DB WB TANK 100% 595.44 595.44 580.917 580.917 66.611 0 1.809

FWD WB TANK 100% 7622.115 7622.115 7436.209 7436.209 281.632 0 15.962

Total Loadcase 113078.304 237161.791 59921.549 146.795 0 12.442

FS correction 3.521

VCG fluid 15.963




TONNE

TOTAL MASS TONNE

UNIT VOLUME

(m^3)

TOTAL VOLUME

(m^3)

LONG. ARM (m)

TRANS. ARM (m)

VERT. ARM (m)


Steel Lightship 100% 30535.11 30535.11 150 0 12.75

Total 41938 150 0 13.954

Rest of DW 100% 12896.26 12896.26 39 0 23

Nº1 CARGO TANK 2% 10280 201.50 22846.95 447.7 242.76 0.02 3.814

Nº2 CARGO TANK 2% 22591.49 451.83 51701.15646 1004.07 199.095 0 3.829

Nº3 CARGO TANK 2% 22591.49 451.83 51701.15646 1004.07 147.76 0 3.829

Nº4 CARGO TANK 2% 22591.49 451.83 51701.15646 1004.07 96.5 0 3.829

Nº1 WB TANK (P) 100% 1315.458 1315.458 1283.373 1283.373 250.613 15.727 12.889

Nº1 WB TANK (S) 100% 1315.458 1315.458 1283.373 1283.373 250.613 -15.727 12.889

Nº2 WB TANK (P) 100% 3213.327 3213.327 3134.953 3134.953 199.977 21.81 15.572

Nº2 WB TANK (S) 100% 3213.327 3213.327 3134.953 3134.953 199.977 -21.81 15.572

Nº3 WB TANK (P) 100% 3029.747 3029.747 2955.85 2955.85 147.092 21.852 15.304

Nº3 WB TANK (S) 100% 3029.747 3029.747 2955.85 2955.85 147.092 -21.852 15.304

Nº4 WB TANK (P) 100% 2826.631 2826.631 2757.689 2757.689 97.07 21.831 15.346

Nº4 WB TANK (S) 100% 2826.631 2826.631 2757.689 2757.689 97.07 -21.831 15.346

Nº1 DB WB TANK 100% 2925.733 2925.733 2854.374 2854.374 242.707 0 1.747

Nº2 DB WB TANK 100% 7257.413 7257.413 7080.403 7080.403 199.717 0 1.521

Nº3 DB WB TANK 100% 7118.12 7118.12 6944.507 6944.507 147.319 0 1.52

Nº4 DB WB TANK 100% 6449.727 6449.727 6292.417 6292.417 96.262 0 1.576

MDO TANK 10% 2377.7 237.77 2830.61 242.62 66.5 0 4.181

AFTER PEAK 100% 2549.828 2549.828 2487.637 2487.637 6.577 0 12.942

Nº5 DB WB TANK 100% 595.44 595.44 580.917 580.917 66.611 0 1.809

FWD WB TANK 100% 7622.115 7622.115 7436.209 7436.209 281.632 0 15.962

Total Loadcase 111213.511 237161.791 57701.554 148.141 0 12.383

FS correction 3.595

VCG fluid 15.978




TONNE

TOTAL MASS TONNE

UNIT VOLUME

(m^3)

TOTAL VOLUME (m^3)

LONG. ARM (m)

TRANS. ARM (m)

VERT. ARM (m)


Steel Lightship 100% 30535.11 30535.11 150 0 12.75

Total 41938 150 0 13.954

Rest of DW 100% 12896.26 12896.26 39 0 23

Nº1 CARGO TANK 2% 10280 201.50 22846.95 447.7 242.76 0.02 3.814

Nº2 CARGO TANK 98% 22591.49 22139.65 51701.15646 50203.3 199.096 0 16.744

Nº3 CARGO TANK 2% 22591.49 451.83 51701.15646 1004.07 147.76 0 3.829

Nº4 CARGO TANK 98% 22591.49 22139.65 51701.15646 50203.3 96.5 0 16.744

Nº1 WB TANK (P) 100% 1315.458 1315.458 1283.373 1283.373 250.613 15.727 12.889

Nº1 WB TANK (S) 100% 1315.458 1315.458 1283.373 1283.373 250.613 -15.727 12.889

Nº2 WB TANK (P) 0% 3213.327 3213.327 3134.953 3134.953 199.977 21.81 15.572

Nº2 WB TANK (S) 0% 3213.327 3213.327 3134.953 3134.953 199.977 -21.81 15.572

Nº3 WB TANK (P) 100% 3029.747 3029.747 2955.85 2955.85 147.092 21.852 15.304

Nº3 WB TANK (S) 100% 3029.747 3029.747 2955.85 2955.85 147.092 -21.852 15.304

Nº4 WB TANK (P) 0% 2826.631 2826.631 2757.689 2757.689 97.07 21.831 15.346

Nº4 WB TANK (S) 0% 2826.631 2826.631 2757.689 2757.689 97.07 -21.831 15.346

Nº1 DB WB TANK 100% 2925.733 2925.733 2854.374 2854.374 242.707 0 1.747

Nº2 DB WB TANK 0% 7257.413 7257.413 7080.403 7080.403 199.717 0 1.521

Nº3 DB WB TANK 100% 7118.12 7118.12 6944.507 6944.507 147.319 0 1.52

Nº4 DB WB TANK 0% 6449.727 6449.727 6292.417 6292.417 96.262 0 1.576

MDO TANK 100% 2377.7 237.77 2830.61 242.62 66.5 0 14.805

AFTER PEAK 0% 2549.828 0 2487.637 0 10.388 0 9

Nº5 DB WB TANK 0% 595.44 0 580.917 0 69.96 0 0.011

FWD WB TANK 0% 7622.115 0 7436.209 0 274.466 0 0.025

Total Loadcase 120824.29 237161.791 121753.886 141.652 0 14.786

FS correction 1.65

VCG fluid 16.436

Condición 5: Salida de puerto: tanques pares de carga llenos



TONNE TOTAL MASS

TONNE

UNIT VOLUME

(m^3)

TOTAL VOLUME (m^3)

LONG. ARM (m)

TRANS. ARM (m)

VERT. ARM (m)


Steel Lightship 100% 30535.11 30535.11 150 0 12.75

Total 41938 150 0 13.954

Rest of DW 100% 12896.26 12896.26 39 0 23

Nº1 CARGO TANK 2% 10280 201.50 22846.95 447.7 242.76 0.02 3.814

Nº2 CARGO TANK 98% 22591.49 22139.65 51701.15646 50203.3 199.096 0 16.744

Nº3 CARGO TANK 2% 22591.49 451.83 51701.15646 1004.07 147.76 0 3.829

Nº4 CARGO TANK 98% 22591.49 22139.65 51701.15646 50203.3 96.5 0 16.744

Nº1 WB TANK (P) 100% 1315.458 1315.458 1283.373 1283.373 250.613 15.727 12.889

Nº1 WB TANK (S) 100% 1315.458 1315.458 1283.373 1283.373 250.613 -15.727 12.889

Nº2 WB TANK (P) 0% 3213.327 3213.327 3134.953 3134.953 199.977 21.81 15.572

Nº2 WB TANK (S) 0% 3213.327 3213.327 3134.953 3134.953 199.977 -21.81 15.572

Nº3 WB TANK (P) 100% 3029.747 3029.747 2955.85 2955.85 147.092 21.852 15.304

Nº3 WB TANK (S) 100% 3029.747 3029.747 2955.85 2955.85 147.092 -21.852 15.304

Nº4 WB TANK (P) 0% 2826.631 2826.631 2757.689 2757.689 97.07 21.831 15.346

Nº4 WB TANK (S) 0% 2826.631 2826.631 2757.689 2757.689 97.07 -21.831 15.346

Nº1 DB WB TANK 100% 2925.733 2925.733 2854.374 2854.374 242.707 0 1.747

Nº2 DB WB TANK 0% 7257.413 7257.413 7080.403 7080.403 199.717 0 1.521

Nº3 DB WB TANK 100% 7118.12 7118.12 6944.507 6944.507 147.319 0 1.52

Nº4 DB WB TANK 0% 6449.727 6449.727 6292.417 6292.417 96.262 0 1.576

MDO TANK 10% 2377.7 237.77 2830.61 242.62 66.5 0 4.181

AFTER PEAK 0% 2549.828 0 2487.637 0 10.388 0 9

Nº5 DB WB TANK 0% 595.44 0 580.917 0 69.96 0 0.011

FWD WB TANK 0% 7622.115 0 7436.209 0 274.466 0 0.025

Total Loadcase 118959.5 237161.791 119533.9 142.83 0 14.767

FS correction 1.69

VCG fluid 16.457

Condición 6: Llegada a puerto: tanques pares de carga llenos



TONNE

TOTAL MASS TONNE

UNIT VOLUME

(m^3)

TOTAL VOLUME

(m^3)

LONG. ARM (m)

TRANS. ARM (m)

VERT. ARM (m)


Steel Lightship 100% 30535.11 30535.11 150 0 12.75

Total 41938 150 0 13.954

Rest of DW 100% 12896.26 12896.26 39 0 23

Nº1 CARGO TANK 98% 10280 10075.08 22846.95 22390 243.019 0.357 15.582

Nº2 CARGO TANK 2% 22591.49 451.83 51701.15646 1004.07 199.095 0 3.829

Nº3 CARGO TANK 98% 22591.49 22139.65 51701.15646 50203.3 147.76 0 16.744

Nº4 CARGO TANK 2% 22591.49 451.83 51701.15646 1004.07 96.5 0 3.829

Nº1 WB TANK (P) 0% 1315.458 1315.458 1283.373 1283.373 250.613 15.727 12.889

Nº1 WB TANK (S) 0% 1315.458 1315.458 1283.373 1283.373 250.613 -15.727 12.889

Nº2 WB TANK (P) 100% 3213.327 3213.327 3134.953 3134.953 199.977 21.81 15.572

Nº2 WB TANK (S) 100% 3213.327 3213.327 3134.953 3134.953 199.977 -21.81 15.572

Nº3 WB TANK (P) 0% 3029.747 3029.747 2955.85 2955.85 147.092 21.852 15.304

Nº3 WB TANK (S) 0% 3029.747 3029.747 2955.85 2955.85 147.092 -21.852 15.304

Nº4 WB TANK (P) 100% 2826.631 2826.631 2757.689 2757.689 97.07 21.831 15.346

Nº4 WB TANK (S) 100% 2826.631 2826.631 2757.689 2757.689 97.07 -21.831 15.346

Nº1 DB WB TANK 0% 2925.733 2925.733 2854.374 2854.374 242.707 0 1.747

Nº2 DB WB TANK 100% 7257.413 7257.413 7080.403 7080.403 199.717 0 1.521

Nº3 DB WB TANK 0% 7118.12 7118.12 6944.507 6944.507 147.319 0 1.52

Nº4 DB WB TANK 100% 6449.727 6449.727 6292.417 6292.417 96.262 0 1.576

MDO TANK 100% 2377.7 2377.7 2830.61 2774 66.5 0 14.805

AFTER PEAK 0% 2549.828 0 2487.637 0 10.388 0 9

Nº5 DB WB TANK 0% 595.44 0 580.917 0 69.96 0 0.011

FWD WB TANK 0% 7622.115 0 7436.209 0 274.466 0 0.025

Total Loadcase 115955.827 237161.791 103093.159 145.946 0.035 14.198

FS correction 2.056

VCG fluid 16.255

Condición 7: Salida de puerto: tanques impares de carga llenos



TONNE

TOTAL MASS TONNE

UNIT VOLUME

(m^3)

TOTAL VOLUME (m^3)

LONG. ARM (m)

TRANS. ARM (m)

VERT. ARM (m)


Steel Lightship 100% 30535.11 30535.11 150 0 12.75

Total 41938 150 0 13.954

Rest of DW 100% 12896.26 12896.26 39 0 23

Nº1 CARGO TANK 98% 10280 10075.08 22846.95 22390 243.019 0.357 15.582

Nº2 CARGO TANK 2% 22591.49 451.83 51701.15646 1004.07 199.095 0 3.829

Nº3 CARGO TANK 98% 22591.49 22139.65 51701.15646 50203.3 147.76 0 16.744

Nº4 CARGO TANK 2% 22591.49 451.83 51701.15646 1004.07 96.5 0 3.829

Nº1 WB TANK (P) 0% 1315.458 1315.458 1283.373 1283.373 250.613 15.727 12.889

Nº1 WB TANK (S) 0% 1315.458 1315.458 1283.373 1283.373 250.613 -15.727 12.889

Nº2 WB TANK (P) 100% 3213.327 3213.327 3134.953 3134.953 199.977 21.81 15.572

Nº2 WB TANK (S) 100% 3213.327 3213.327 3134.953 3134.953 199.977 -21.81 15.572

Nº3 WB TANK (P) 0% 3029.747 3029.747 2955.85 2955.85 147.092 21.852 15.304

Nº3 WB TANK (S) 0% 3029.747 3029.747 2955.85 2955.85 147.092 -21.852 15.304

Nº4 WB TANK (P) 100% 2826.631 2826.631 2757.689 2757.689 97.07 21.831 15.346

Nº4 WB TANK (S) 100% 2826.631 2826.631 2757.689 2757.689 97.07 -21.831 15.346

Nº1 DB WB TANK 0% 2925.733 2925.733 2854.374 2854.374 242.707 0 1.747

Nº2 DB WB TANK 100% 7257.413 7257.413 7080.403 7080.403 199.717 0 1.521

Nº3 DB WB TANK 0% 7118.12 7118.12 6944.507 6944.507 147.319 0 1.52

Nº4 DB WB TANK 100% 6449.727 6449.727 6292.417 6292.417 96.262 0 1.576

MDO TANK 100% 2377.7 237.77 2830.61 242.62 66.5 0 4.18

AFTER PEAK 0% 2549.828 0 2487.637 0 10.388 0 9

Nº5 DB WB TANK 0% 595.44 0 580.917 0 69.96 0 0.011

FWD WB TANK 0% 7622.115 0 7436.209 0 274.466 0 0.025

Total Loadcase 114091.039 237161.791 100873.178 147.244 0.035 14.169

FS correction 2.104

VCG fluid 16.274

Condición 8: Llegada a puerto: tanques impares de carga llenos

Anexo VI: Criterios de Estabilidad Intacta

Anexo VI: Criterios de Estabilidad Intacta Condición 1: Salida de puerto: plena carga


Condición 5: Salida de puerto: Tanques pares de carga llenos


Condición 6: Llegada a puerto: Tanques pares de carga llenos


Condición 7: Salida de puerto: Tanques impares de carga llenos


Condición 8: Llegada a puerto: Tanques impares de carga llenos

Anexo VII: Plano de formas

Anexo VII: Plano de formas

Anexo VIII: Disposición general

Anexo VIII: Disposición general

Anexo IX: Cuaderna maestra

Anexo IX: Cuaderna maestra

C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C8 C9 C11 C12 C13C10 C14 C15 C16 C17 C18I II

C0.5III

ESLORA ENTRE PERPENDICULARES 291,00 m

MANGA MÁXIMA 46,35 m

PUNTAL DE TRAZADO 26,60 m

CALADO DE DISEÑO 12,53 m

COEFICIENTE DE BLOQUE 0,75 m

CAPACIDAD DE CARGA

DESPLAZAMIENTO 133706 t

173000 m

3

CARACTERISTICAS PRINCIPALES EN LA FLOTACIÓN

C0C-0.5

C1 C2 C3 C4

C5 C6 C7 C8 C9 C11 C12 C13C10 C14 C15 C16 C17 C18 C19 C19.5

C0.5

C20

C0C-0.5

L.A1

L.A2

L.A3

L.A4

L.A5

L.A6

L.A7

L.A8

I

II

III

L.A9

C19 C19.5 C20

SEPARACIÓN DE LÍNEAS DE AGUA 2,09 m

SEPARACIÓN DE CUADERNAS 14,55 m

SEPARACIÓN DE LONGITUDINALES 5,79 m

Línea base

C

L

PLANO DE FORMAS

ESCALA

1:750

METANERO DE CAPACIDAD DE CARGA 173000 m

3

Nombre: Lorea Valmorisco Ruiz de Viñaspre

Tutor: Jaime Pancorbo Crespo

ESCUELA TÉCNICA SUPERIOR DE INGENIEROS NAVALES

L.A1

L.A2

L.A3

L.A4

L.A5

L.A6

L.A7

L.A8

L.A9

Línea base

L

.

A

1

L

.

A

2

L

.

A

3

L

.

A

4

L

.

A

5L

.

A

6

L

.A

7

TFG Nº 197

L.A8

L

.A

9

IIIIII

C0

C1

C0.5

C2

C3

C4

C5

C6

C-0.5

C20

C19.5

C19

C18

C17

C16

C11-14

C15

C7-10

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100 140130 160150 180170 200190 220210 240230105 120 260250 280270 300290 320310 330 340 360350 380 385- 5-10

INCINERADOR

LOCAL DE

DESECHOS

LOCAL DE

CO2

CALDERA

GCU

Sep. cuadernas 600Sep cuadernas 700 Separación de cuadernas 700

4900049000 490002500 2500 2500 2500 2500

Separación de cuadernas 600

35000

Sep. cuad 700

COMEDOR

TRIPULACIÓN

COMEDOR

OFICIALES

700063000

ALMACÉN

COCINA

WCWC

SALÓN

TRIPULACIÓN

SALÓN

OFICIALES

110 115

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100 105- 5-10 110 115

MAQUINARIA DE CARGA

LOCAL CONTROL

DE CARGA

LOCAL DEL

SERVOTIMÓN

T

A

N

Q

U

E

L

A

S

T

R

E

N

º

1

(

E

r

&

B

r

)

CÁMARA DE

MÁQUINAS

TANQUE

CARGA Nº1

TANQUE

MDO

PIQUE DE

POPA

PIQUE DE PROA

LOCAL HÉLICES

DE MANIOBRA

CO

FF

ER

DA

M N

º1

TANQUE DE CARGA

CO

FF

ER

DA

M N

º2

CO

FF

ER

DA

M N

º1

CO

FF

ER

DA

M N

º2

CO

FF

ER

DA

M N

º3

CO

FF

ER

DA

M N

º4

CO

FF

ER

DA

M N

º5

390 395 400 405 410 415 420 425 430 435

TANQUE LASTRE Nº1 (Br)

TANQUE LASTRE Nº4 (Br)TANQUE LASTRE Nº3(Br)

TANQUE LASTRE Nº2 (Br)

CAJA DE

CADENAS

ESPACIO CUBIERTA TRONCOESPACIO CUBIERTA TRONCO

CUBIERTA DE

POPA

TA

NQ

UE

LA

ST

RE

(E

r)

TA

NQ

UE

LA

ST

RE

(B

r)

CHIMENEA

L.B L.B

C

L


MANGA MÁXIMA 46,35 m

PUNTAL DE TRAZADO 26,60 m



CAPACIDAD DE CARGA


173000 m

3

CARACTERÍSTICAS PRICIPALES EN LA FLOTACIÓN

12000 21600

LOCAL

GENERADOR

EMERGENCIA

DISPOSICIÓN GENERAL

ESCALA

1:750


3




Separación de cuadernas 700Separación de cuadernas 700Separación de cuadernas 700

TANQUE

CARGA Nº2

TANQUE

CARGA Nº3

TANQUE

CARGA Nº4

T

A

N

Q

U

E

L

A

S

T

R

E

N

º

2

(

E

r

&

B

r

)

T

A

N

Q

U

E

L

A

S

T

R

E

N

º

3

(

E

r

&

B

r

)

T

A

N

Q

U

E

L

A

S

T

R

E

N

º

4

(

E

r

&

B

r

)

VELOCIDAD DE SERVICIO 19,5 kn

TANQUE

CARGA Nº1

TANQUE

CARGA Nº2

TANQUE

CARGA Nº3

TANQUE

CARGA Nº4

TANQUE LASTRE Nº1 (Er)

TANQUE LASTRE Nº4 (Er)TANQUE LASTRE Nº3(Er)

TANQUE LASTRE Nº2 (Er)

TFG Nº 197

PERFIL

CUBIERTA PRINCIPAL

125 135 145 155 165 175 185 195 205 215 225 235 245 255 265 275 285 295 305 315 325 335 345 365355 370 375

140130 160150 180170 200190 220210 240230120 260250 280270 300290 320310 330 340 360350 380125 135 145 155 165 175 185 195 205 215 225 235 245 255 265 275 285 295 305 315 325 335 345 365355 370 375 385 390 395 400 405 410 415 420 425 430 435

CO

FF

ER

DA

M N

º3

CO

FF

ER

DA

M N

º4

CO

FF

ER

DA

M N

º5

Línea Base

Doble Fondo

Palmejar I

Palmejar II

Palmejar III

Cub. Tronco

Cub. Principal

(3000 mm desde la LB)






Esp. longitudinales 750 mm Esp. longitudinales 800 mm

3715x23

E

s

p

.

l

o

n

g

i

t

u

d

i

n

a

l

e

s

8

0

0

m

m

7

3

4

Esp

. lo

ng

itu

din

ale

s 8

00

m

m

72

0

E

s

p

.

7

5

0

m

m

Esp. 650

Esp

. lo

ng

itu

din

ale

s 8

00

m

m

T 500x20/350x20

T 300X13/150X15

T 300X10/150X13

T 500x20/300x20T 500x20/350x20

T 500x20/300x20

T 350x13/200x15

T 225x10/150x13

T 500x20/350x20

T 525x20/350x20

Pl. 17 mmPl. 17 mmPl. 17mm

Pl. 6 mmPl. 16mmPl. 16 mmPl. 16 mm

Pl. 14 mmPl. 14 mmPl. 14 mmPl. 14 mm

Pl. 12 mmPl. 12 mmPl. 12 mm

Pl. 10 mmPl. 10 mm

Pl. 10 mm

T 530x20/350x20

Pl. 17 mm

T 350x15/250x18

Pl. 12 mm


MANGA 46,35 m

PUNTAL DE DISEÑO 26,60 m



CARACTERÍSTICAS PRINCIPALES

VELOCIDAD DE SERVICIO 19.5 kts


VOLUMEN DE CARGA

173000 m

3

SOCIEDAD DE CLASIFICACIÓN

BUREAU VERITAS

Esp. 750 mm

MATERIAL

Acero dulce de límite elástico 235 MPa

MÓDULOS RESISTENTES

Fondo 105,18 m

Cubierta 172,89 m

3

3

6

0

0

Esp. 500 mm

Esp. 830 mm

I+Hull +Mach

Esp. 800 mm

Esp. 400 mm

Esp. 400 mm

Esp. 400 mm

800x600 800x600800x600800x600

800x600

800x600

800x600

800x600

CUADERNA MAESTRA

ESCALA

1:200


3




TFG Nº 197

MOMENTOS FLECTORES EN AGUAS TRAQUILAS

Arrufo -2 786 130 kNm

Quebranto 8 200 000 kNm

800

x

600

800

x

600

800

x

600

800

x

600

800

x

600

600

x

800

600

x

800

600

x

800

600

x

800

Esp. 800 mm

E

s

p

.

m

m

8

0

0

Esp

. lo

ng

itu

din

ale

s 8

00

m

m

73

0E

sp

. 8

00

m

m7

68

4200X

19.5

4800X

16

Liquified Gas Carrier

Unrestricted navigation

Esp. 500 mm

E

s

p

.

7

5

0

m

m

7

0

0

Tipo de refuerzo

5 10 15 20

2

5

30

35

40

45

50

55

60 65 70 75

8

0

85

90

95

100

Nº refuerzo DimensionesSituación

T

1 - 2 350x15/215x15

Fondo

3 - 20 350x15/215x20

21 - 24 350x15/250x18

350x15/300x20

29 - 32 350x15/215x15

25 - 28Pantoque

T

33 - 42 300x13/200x18

43 - 52

53 - 55

56 - 57 350x15/250x18Doble

fondo

58 - 75 350x15/250x20

76 - 80 350x15/200x18Tolva

T

A

300x13/150x15

300x15/200x15

Costado

T

T

81 - 90 325x15/200x18

Doble

casco

T

91 - 100 300x13/150x15

1

0

5

101 - 105300x15/200x15

A

106 - 110 300x15/150x15Cub. Resistente

A

110

Cub. Inferior

111 - 119

120 - 135

400x20/250x20

A

1

1

5

120 125 130 135

136 - 154

470x20/350x25

Cub. tronco

155 - 164 300x13/150x15

165 - 166

A

150 145 140

1

5

5

1

6

0

470x20/300x20

Vagras

FB

167 - 169 350x15/250x20

A

170 - 175

FB

165

170

175

150x12

150x12

Palmejares 176 - 181

FB

150x12

182 - 186

FB

350x20

180181

178179

176177

172 174166

171

167

168

169

173

182

183

186

184

185

2000x19.5 4900x20.5 5000x20.5 5200x20.5

Esp. 800 mmEsp. 800 mm

Esp. 800 mm

Longitudinales

4

3

3

3

x

1

9

.

5

"

D

"

1900525052505550

5000x23 4000x23

Esp. longitudinales 750 mm 850Esp. 650

Esp. 750 mm

4000x22.54000x22.5 4000x22.5 3400x22.5

CALADO DE ESCANTILLONADO 12,70 m

12450

4

0

0

0

X

2

3

4

0

0

0

X

1

8

4

4

9

9

X

1

8

4200X

16

4200X

16

8720

8730

2000x20 4900x19 5000x19.5 5200x19.5 3476x19.5

34

90

X1

7.5

"D

"

48

93

X1

7.5

42

00

X1

7.5

42

00

X1

7.5

41

00

X1

7.5

37

34

X1

9.5

2

9

1

8

1

9

.

5

"

D

"

x

E

s

p

.

l

o

n

g

i

t

u

d

i

n

a

l

e

s

8

5

0

m

m

7

0

0

2625x14

Esp. 830 mm

2500x15

4

6

0

0

x

2

2

4

6

0

0

x

2

2

30

00

x1

8

30

00

x1

5

30

00

x1

5

30

00

x1

5

30

00

x2

2

2000x13

2000x12

2000x12

20

00

x2

2

20

00

x2

2

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