TITULO DEL PROYECTO ESTUDIO EXPERIMENTAL DE ROMPEOLAS …sappi.ipn.mx/cgpi/archivos_anexo/20070879_4934.pdf · 2011-11-14 · reporte final titulo del proyecto estudio experimental

REPORTE FINAL

TITULO DEL PROYECTO

ESTUDIO EXPERIMENTAL DE ROMPEOLAS SUPERFICIALES PERMEABLES CON AMPLIACIÓN DE BERMA

No. DE REGISTRO: 20070879

DIRECTOR DEL PROYECTO

M. en C. JAIME ROBERTO RUIZ Y ZURVIA FLORES

PARTICIPANTE M. en C. LUCIO FRAGOSO SANDOVAL

BECARIOS PIFI C. JOSÉ MIGUEL RAMÍREZ CUEVAS C. ARQUÍMIDES VAZQUEZ RAMIREZ

RESUMEN Las obras de protección portuaria (rompeolas y escolleras) son estructuras fundamentales para la operación de los puertos, motivo por el cual es de gran importancia que las obras de viejos puertos sean actualizadas para garantizar su adecuado funcionamiento. Dentro de los criterios empleados en la rehabilitación de rompeolas superficiales, están las bermas adosadas al talud lado mar del rompeolas, siendo el anterior el objeto de estudio. El proyecto se efectuó en un canal de olas angosto con generador de oleaje regular e irregular y equipo de medición de oleaje controlados por computadora; mismos con que cuenta el Laboratorio de Ingeniería Hidráulica de la E.S.I.A. – U. Zacatenco; dentro del canal se fabricó un perfil playero a fin de obtener las condiciones de profundidad para desplantar la sección del rompeolas y las bermas a probar, necesario para realizar los ensayos del estudio. Se fabricaron alternadamente cuatro bermas de enrocamiento a colocarse adosadas al talud lado mar del rompeolas, todas las estructuras se ensayaron con oleaje de tipo irregular. Los ensayos se apoyaron en mediciones de oleaje incidente sobre las estructuras y descargas de rebase sobre las diferentes bermas, los ensayos se apoyaron con toma de video y fotografía para registrar los efectos del oleaje sobre las estructuras; con la información aportada por los ensayos, se determinó la berma que fue más estable y presentó más eficiencia (menor rebase) para ser aplicada en la práctica.

ANTECEDENTES A través de los años, los rompeolas han sido objeto de innumerables estudios debido a la importante función que desempeñan, son utilizados en la mayoría de los puertos que existen en el país; motivo por el cual estas obras de protección han evolucionado de acuerdo con su tamaño, localización, función, materiales de construcción, etc.; y debido a su versatilidad pueden ser construidos de enrocamiento, con elementos artificiales o prefabricados, con diferentes taludes, permeables o impermeables, con sección geométrica trapecial o rectangular, y superficiales o sumergidos. La importancia de estas obras radica en amortiguar el oleaje para disminuir su energía y generar una zona de calma relativa en su parte posterior, para poder brindar las condiciones necesarias a la navegación y las actividades que se desarrollan dentro de un puerto.

Al emplear modelos físicos reducidos en laboratorio, es necesario tener las mejores condiciones posibles para obtener un entorno lo más apegado a la realidad. El Instituto Politécnico Nacional, como un centro de investigación en México, cuenta con las instalaciones de un Laboratorio de Ingeniería Hidráulica a través de la Escuela Superior de Ingeniería y Arquitectura, Unidad Zacatenco; el cual esta equipado con un canal angosto con generador hidráulico de oleaje y equipo de medición de oleaje, ambos controlados por computadoras. ESTADO DEL ARTE SOBRE EL REBASE DEL OLEAJE Dentro del estado del arte podemos mencionar estudios que se realizaron respecto al rebase del oleaje sobre el coronamiento de rompeolas superficiales, como son: Investigadores del rebase del oleaje (overtopping). • Saville (1955), investigador del rebase del oleaje (overtopping) con condiciones

regulares, determinó que las incidencias de la altura y el periodo de ola son importantes factores, al igual que son la velocidad del viento y su dirección con respecto a la estructura, para determinar el índice de volumen de rebase que depende de la altura y talud de la estructura, la profundidad del agua al pie de la estructura, y si la superficie es lisa, escalonada o rugosa; indica que el índice de rebase por unidad de largo de la estructura puede ser expresado por:

Q = (g Q*

0 H’30)1/2 e- 0.127/α tanh-1 h – d s / R Donde: 0 ≤ h – d s / R < 1.0 O equivalente a: Q = (g Q*

0 H’30)1/2 e- 0.1085/α loge R + h – d s/ R – h + d s Donde: 0 ≤ h – d s / R < 1.0 Donde ‘Q’ es el índice de rebase (m3/s), por unidad de longitud de estructura, ‘g’ es la aceleración gravitacional, H’0 es la altura de ola al pie de la estructura, ‘h’ es la altura de la corona sobre el fondo, ‘ds’ es la profundidad al pie de la

( ) }{∫ −=2

1

2312

32 t

tCd dtRtkHF

TgCQ

( ) ⎪⎩

⎪⎨⎧

⎭⎬⎫−=

25

31

1522

kHR

CkHg

Q Cd

estructura, ‘R’ es el impulso (run up) de la ola en la estructura que podría ocurrir si la estructura fuera lo suficiente alta para prevenir el rebase corregido para efectos de escala, ‘α’ y ‘Q*

0 ‘ son coeficientes empíricamente determinados que dependen de las características de incidencia de la ola y la geometría de la estructura.

• Sibul O. (1955) en su investigación experimental determinó la cantidad de rebase del oleaje sobre una estructura con talud impermeable; dicha investigación fue realizada en el laboratorio de la Universidad de California en un canal de 60 ft de largo, 3 ft de profundidad y 1 ft de ancho. Se utilizaron taludes lisos y rugosos de 1:2 y 1:3.

• Kikkawa (1968) asume que η = kHF(t); donde F(t) es una variable en función del tiempo (t); para olas cnoidales k = 0.5 Y F(t) = cos(2¶t/T), donde T es el periodo de ola y Rc es la elevación de la estructura por encima del nivel del agua (freeboard). La descarga media, Q, sobre el rompeolas puede entonces ser determinado simplemente con la siguiente expresión:

Donde t1 < t < t2 corresponde al intervalo durante cada período de ola, para lo cuál kHF(t) > Rc y utilizando la forma para F(t), entonces:

• Otra investigación para oleaje irregular, donde la poca información es aceptada

para la precisa predicción de los índices medio y extremo de rebase causado por viento generador de acción de olas sobre estructuras costeras.

Este hecho es asumido para tener una distribución de Rayleigh y el efecto de este hecho es aplicado a la ecuación de rebase de oleaje regular (monocromático).

Esta ecuación es expresada como sigue:

Q = (g Q*

0 H’30)1/2 e- 0.127/α tanh-1 h – d s / R

Donde: 0 ≤ h – d s / Rs < 1.0

Haciendo modificaciones a esta ecuación para oleaje irregular y el resultado en oleaje de rebase, se tiene:

βλλλλ

α λλλhbrrSH

R

SSdr

egH

qQ1

2.0•

==

Q = (g Q*0 H’30)1/2 e- 0.127/α tanh-1 h – d s / R Rs/Rp

Donde: 0 ≤ h – d s / Rs Rs/Rp < 1.0

Donde ‘Qp’ es el índice de rebase asociado con Rp. la relación entre Rp, Rs y P (probabilidad) esta dada por:

Rp/Rs = - ln P / 2 ½

• Owen (1980), determinó que el caudal de agua que sobrepasa la estructura por

unidad de estructura es expresado como rebase medio () en m3/s m, o bien

como un parámetro adimensional, sobre obras de protección a talud o de paramento vertical. Con la siguiente ecuación:

• Aminti y Franco (1988) realizan una serie de ensayos sobre una estructura en

talud coronada con un espaldón, llegando a las siguientes expresiones para el rebase

Donde A y B son coeficientes de ajuste para el cálculo del rebase, para distintas pendientes de un rompeolas en talud y (R2) es un coeficiente de ajuste encontrado.

• Van der Meer y Janssen (1994), propusieron una fórmula para predecir un valor

estimado de la descarga de agua debida la transmisión por rebase del oleaje, cuando 20 >ξ

Donde 0ξ es el parámetro de rompiente; y Sdrλλλα denotan factores de correlación dados por:

2

%25.02

%2 )(' ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −= −

Sf

Ccf

S HRZvc

HV

γγ

3*SgHQQ =

( )( ) ( )( ) ( )⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ +++−−

= S

Cpp H

bRaSS

eQ35.02ln198.1869.1ln20.4505.17

*

3.0

( )⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ +

S

CH

bRa 35.023.0

)º30(cos3 −= αλα

( ) dkdkddrdk

ddrdk

pp

pp

dr 22sinh

1212sinh4.01

+

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −+⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −

−=λ

6.03

2sin4.0 +⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=

RS

πλ para R< 0.75

1=Sλ para R ≥ 0.75 • Marcel R. A. Van Gent (2002) realizó un estudio para predecir la descarga de

agua debida a la transmisión por rebase del oleaje excedido por un 2% del oleaje incidente:

Donde: Hs = Altura de ola significante. V2% = Volumen de agua por ola. C’v = Valor de la comparación de los resultados y la formula, recomienda c’v = 1.0. γf-c = Rugosidad en la corona. Z2% = Valor del ascenso de ola. Rc = Elevación de la estructura por encima del nivel del agua (freeboard). γf = Factor de reducción debido a la rugosidad.

• Jorgen Juhl y Peter Sloth (1994), presentan una expresión para estimar la

descarga de agua debida a la transmisión por rebase del oleaje (overtopping) en un rompeolas de enrocamiento, esta se basa en los resultados obtenidos en pruebas en modelos, considerando la geometría, la altura de ola y el periodo.

Donde a es el talud y b es el ancho de corona.

Si > ~ 4.00

Finalmente Jorgen Juhl y Peter Sloth, proponen que para estimar la descarga de agua debida a la transmisión por rebase del oleaje (overtopping)

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅−

⋅= mo

CHRB

mo

eAgH

q γ1

3

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ ⋅

⋅⋅= SrHCk

cp eSKQ

2

11

* )ln(

3*SgHQQ = en un rompeolas de enrocamiento, la forma de la expresión

derivada es:

)35.02(3.0 bRaC C += • Josep R. Medina, José A. González-Escrivá, Joaquín Garrido y Julien de

R.(2002), realizaron un estudio experimental titulado "Wind effects on run-up and overtopping: influence on breakwater crest design", donde utilizaron datos de oleaje irregular para alimentar un modelo, y como resultado, obtuvieron una estimación de la descarga de agua debida a la transmisión por rebase del oleaje (Q) considerando la velocidad del viento, con la siguiente ecuación:

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡+⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−−−+⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−−

==5.1

0)(07.039.0)4(8.14.38.2

30

UDR

IrHR

n

CC

egH

qQ

Donde q = Descarga promedio (m3/s.m). g = Aceleración de la gravedad (m/s2). Ho = Altura de la onda en aguas profundas (m). Rc = Elevación de la estructura por encima del nivel del agua (freeboard) (m). Ir = Número de Iribarren. Dn = Diámetro nominal de los elementos. U = Dimensión nominal de la velocidad del viento utilizada en los experimentos de laboratorio (mIs).

• Allsop H., Franco L., Verhaeghe H., Van der Meer y Rouck Jo (2002), realizaron

un estudio acerca de la transmisión por rebase del oleaje (overtopping) en estructuras costeras para poder desarrollar una base de datos homogénea, la cual serviría para mejorar los métodos generales de predicción. Para lo cuál, realizaron pruebas de laboratorio en modelos para observar los efectos de escala que podrían afectar el estudio, comprando los resultados obtenidos con aquellos que se calcularon a través de una fórmula de predicción empírica y obtener una primer aproximación o idea de la viabilidad de los resultados, una forma general es:

Donde: q = Descarga promedio debida a la transmisión por rebase del oleaje (m3/s.m). Hmo = Altura de ola significarte basada en el análisis espectral (m). Rc = Elevación de la estructura por encima del nivel del agua (freeboard).

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

⋅⋅⋅⋅⋅⋅−

=⋅

⋅ vfbmo

CHR

bmo

egH

q γγγξγ β

ξγα 0

175.4

03

067.0tan

A, B = Parámetros que dependen de las consideraciones de la fórmula. γ = Factor de correlación debido a la rugosidad, ángulo de incidencia de la ola y geometría de la estructura. Para oleaje rompiente sobre rompeolas, determinaron la siguiente ecuación:

Donde: α = Angulo de la pendiente (º).

0ξ = Parámetro de la rompiente, basado en el periodo espectral T m-1,0. = Factores de correlación debido a una berma, rugosidad del talud o al ataque oblicuo del oleaje, el valor del ángulo de

incidencia β es cero para un ataque de oleaje normal. ESTADO DEL ARTE SOBRE ASCENSO DEL OLEAJE Dentro del estado del arte podemos describir brevemente diversos estudios relativos al ascenso del oleaje sobre el talud de rompeolas superficiales: Investigadores del ascenso del oleaje (run up) sobre el talud de rompeolas. • El ascenso máximo (run-up) como el descenso máximo (run-down) son función

de las características del oleaje, profundidad del agua, pendiente de la playa en frente de la estructura, el talud de la estructura y su rugosidad [Instituto de Investigaciones Eléctricas C.F.E., (1983).]. A continuación se representan las variables de las cuales depende el ascenso máximo (run-up).

R = [H,L,T,C,E,d,fJ,Sh,a,S,r,p,j,i]

Donde: H = Altura de oleaje. L = Longitud de oleaje. T = Periodo de oleaje. C = Celeridad del oleaje. E = Energía del oleaje. d = Profundidad media. β = Angulo de incidencia del oleaje. Sb =Talud de la playa. α= Talud de la estructura. S = Forma de la estructura. r = Rugosidad relativa del talud. p = Densidad de masa.

vfb γγγξγ β ⋅⋅⋅⋅ 0

μ= Viscosidad dinámica. • Miche (1944) y Herbich (1990), obtuvieron teorías para calcular el ascenso del

oleaje no rompiente. Cuando una ola larga (d/L<1/25) con pequeña amplitud es propagada hacia un talud escarpado el oleaje no romperá en el talud de la protección costera. Este oleaje es llamado no rompiente. Si la fricción del fondo es despreciada, el oleaje no rompiente puede ser totalmente reflejado por la pendiente del talud. En el caso de una pared vertical el oleaje run-up será una onda sinusoidal (Airy) igual a la altura de la ola original. Con la siguiente expresión:

1=HR

• Wallace (1963), usando la teoría de la onda solitaria investigó la reflexión del

oleaje en paredes verticales, encontrando que el olaje run-up adimensional es igual a dos punto cinco veces la altura de la onda solitaria.

5.2=HR

• Kaplan K. (1955), investigó el ascenso del oleaje run-up con tsunamis sobre

taludes lisos, al igual que en una pared vertical reflejante con escalas de 1:30, 1:60, y en una estructura instalada en la línea de costa con escala de 1:2.

• Saville T. (1956), analizó datos del ascenso del oleaje para su comprensión en

una investigación realizada colectivamente por Waterways Experiment Station (WES) y Beach Erosion Borrad (BEB). En esta investigación se utilizó un canal de oleaje de 120 ft de largo, 5 ft de ancho y 5 ft de profundidad, para reunir datos del ascenso del oleaje run-up en una pared vertical y una pared curva (basada en la sección del rompeolas de Galveston), un talud liso de 1:3 y 1:1.5, un talud de 1:1.5 con un escalón, y un talud impermeable de 1:1.5 revestido con roca. Todas las estructuras contaban con una pendiente de playa de 1:10.

• Wassing F. (1957), resumió una investigación sobre el ascenso del oleaje run-

up llevada fuera de lo países bajos durante un periodo de veinte años. Su resumen incluyó el ascenso del oleaje run-up en taludes impermeables, lisos y rugosos (rectos, convexos, estructuras con berma y vaso). En el informe Wassing menciona que el ascenso del oleaje fue gobernado por las siguientes características:

1. Las características frente a la estructura. 2. La dirección de la propagación del oleaje. 3. El ángulo del talud de la estructura (a). 4. La forma de la estructura. 5. Características del revestimiento de la estructura.

6. Las condiciones de la playa artificial usada.

Las características en las que tuvieron un particular interés fue la influencia de la berma y las características frente a la estructura. La ecuación aportada para el ascenso del oleaje se presenta a continuación:

Donde: Φ= Es una unidad para el revestimiento de un conjunto de rocas ordenadas.

Valores de (Φ) para varias clases de rugosidades fueron tomados en cuenta por Wassing, realizando un resumen de estos. Realizando varias pruebas en modelos encontró que el ancho de la berma debe ser aproximadamente de (1/ 4L) para su buen funcionamiento.

• Savage R. P. (1958-1959), investigó el ascenso del oleaje en estructuras lisas,

rugosas y permeables con talud. El objetivo de estos estudios fue para determinar el efecto de rugosidad (r) y permeabilidad (n) sobre el ascenso del oleaje run-up. Encontró la magnitud del ascenso del oleaje run-up la cual esta en función de la relación de esbeltez (H()/T2), el ángulo del talud de la estructura (a), el diámetro medio de las rocas o material rugoso (d'), de la permeabilidad del material del talud (n), y la forma del oleaje rompiente la cual depende de la conducta y regulación de la resaca del proceso de oleaje.

La ecuación propuesta para del ascenso del oleaje run-up relativo es la siguiente:

• Hudson R. Y. (1959) investigó el ascenso del oleaje run-up en modelos de

rompeolas encontrando el run-up relativo ( R / H), en función del ángulo del talud (a), de la relación de esbeltez (H / L), de la rugosidad de la superficie del rompeolas. Las pruebas se realizaron con taludes de 1:1.25 a 1:5 con una profundidad relativa (d/L) de 0.10 a 0.50. Hudson encontró el efecto de la profundidad relativa para una gran variedad de valores dispersos observados del ascenso del oleaje.

• Saville T. (1960) investigó la dependencia del run-up relativo (R / H) de la

profundidad relativa (d/L), indicó que tanto la altura del oleaje (H ) como la longitud de ola (L) son dependientes de la profundidad relativa (d/L) en la que ellos son medidos y que el ascenso del oleaje run-up independiente de la

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛= ntorevestimie

LB

LHf

HR ,,,αφ

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛= ntorevestimiend

TH

fHR ,,',,2

01 α

profundidad relativa producirá una anomalía en sus valores para un tren de olas en particular (dependiendo de donde son medidas las características del oleaje). Sugirió que esto es una tendencia del run-up relativo que disminuye con una relación de esbeltez (HIL) reducida por debajo de un valor de esbeltez crítico.

• Hosoi M. Y Mitsui H. (1964) realizaron un estudio experimental para determinar

el efecto del rompimiento del oleaje en el ascenso del oleaje run-up sobre un talud compuesto. Las pruebas fueron hechas en un tanque de olas de 368 ft en el Public. Works Research Institute. Los resultados de las pruebas indicaron que el run-up relativo (R/Ho) está en función de las características del rompimiento dentro del rango de (d/Ho = 2.3 - 11.7).

• Franzius L. (1965) realizó un estudio experimental obteniendo coeficientes para

estimar el ascenso del oleaje, proponiendo una ecuación para calcular el run-up en taludes lisos, la cual es la siguiente:

Donde: H = Altura de oleaje incidente (m). L = Longitud de ola (m). d = Profundidad del agua (m). C1,C2,C3 =Coeficientes empíricos.

• Le Méhaute B. y Divoky D. (1966) investigaron la conducta de la gravedad del

oleaje en taludes suaves para obtener una mejor comprensión de la conducta de la rompiente generada por la olas sobre un talud suave. Las pruebas se realizaron en la Nacional Engineering Science Company en un canal de oleaje de 190 ft de largo, 4 ft de ancho y 4 ft de profundidad, usando un fondo con talud 1:107. Encontraron que el oleaje disipó completamente su energía antes de alcanzar la línea de costa, de este modo también verificaron la teoría de la rompiente saturada propuesta por Le Méhauté B. en 1963.

• Bowen A. J., Inman D. L. y Simmons V.P. (1968) midieron el ascenso del oleaje

en un talud liso 1:12 en el Scripps Institute of Oceanography en un canal de oleaje de 130 ft de largo, 1.65 ft de ancho y 2.46 ft de profundidad. Encontraron el ascenso máximo del oleaje en el talud de la estructura. Determinaron que el ascenso del oleaje puede ser calculado con las ecuaciones dadas por Hunt (1959).

• Battjes (1974) propone que para calcular el ascenso del oleaje (Run-up), y el

descenso (Run-down) en relación con la estabilidad de la estructura, sea utilizada la siguiente fórmula:

32

123.01

CdHC

HLHCR

+

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=

LoHαξ tan

=

• Günbak A. R. (1978) realizó un estudio sobre el ascenso del oleaje utilizando

oleaje monocromático y observando también el rompimiento del oleaje sobre taludes lisos de 1 :1.5, 1:2 y 1 :3. Los resultados de la investigación se muestran en una figura en donde las dimensiones del run-up (Ru / H) son trazadas en función de el número de Iribarren (ξ=tan α/ 00 / LH ') El run-up máximo adimensional (Ru / H) se encuentra en el valor 3.0 del número de Iribarren (ξ).

• Ahrens (1977) sugiere un enfoque de intervalos; asume que el run-up de las

ondas individuales tiene una distribución de Rayleigh, el cual está asociado con sus alturas de ola.

• Van der Meer (1988) realizó investigaciones en el Laboratorio de Hidráulica de

Delft University of Technology, sobre el ascenso del oleaje tanto en estructuras permeables como en estructuras impermeables utilizando oleaje irregular.

• Per Bruun (1989), expone una forma para calcular el ascenso del oleaje

propuesta por Hudson en (1959), sobre rompeolas de enrocamiento tomando en cuenta el parámetro de rompiente de Battjes, propone las siguientes expresiones:

Ru/H = 0.4 para ξ ≤ 2.5

Ru/ H = 1.0 para ξ > 2.5 • Van der Meer (1992), realizó investigaciones con oleaje irregular estudiando el

ascenso máximo del oleaje (run-up relativo adimensional) sobre taludes lisos con escalas de 1:3, 1:4, 1:5, 1:6, y 1:8, utilizando el parámetro de similitud de rompiente con rangos de 0.6 < ξoP < 3.4 y de 0.6 < ξoP < 2.5.

INTRODUCCIÓN Dentro de la infraestructura portuaria mexicana, las obras de protección (rompeolas y escolleras) son estructuras fundamentales para el adecuado funcionamiento de los puertos, por el cual es de suma importancia tener un conocimiento adecuado de su comportamiento bajo la acción del oleaje. El oleaje presenta varios efectos hidrodinámicos sobre estas estructura, por lo cual es fundamental que las mismas tengan un diseño adecuado para las condiciones a que serán sometidas. Son de gran importancia las estructuras que evitan el rebase del oleaje (bermas). La obtención de las geométricas idoneas para las condiciones de oleaje a las que serán sometidas, es el objetivo fundamental de este proyecto El proyecto se realizó en el Laboratorio de Ingeniería Hidráulica de la E.S.I.A.-U. Zacateco, en el canal angosto con generador hidráulico de oleaje y equipo de medición de oleaje controlados por computadoras. Así también se utilizaron equipos de fotografía y video para registrar los efectos del oleaje sobre los rompeolas permeables a talud con ampliación de berma y su comportamiento en función de su geometría; todo lo anterior aportó información que se correlacionó con los datos obtenidos por el equipo de medición de oleaje y con las descargas de rebase. OBJETIVOS Realizar un estudio experimental en modelo físico reducido de un rompeolas permeable a talud con diferentes ampliaciones de berma, ensayando cada estructura para analizar su comportamiento y funcionalidad bajo la acción de oleaje irregular. JUSTIFICACIÓN Las actividades de manejo de carga (importación y exportación) que se desarrollan principalmente por la vía marítima dentro de los puertos, deben contar con instalaciones y servicios de calidad, para lo cual deben de contar con obras de protección (rompeolas) adecuadas que brinden seguridad y resguardo tanto a las embarcaciones atracadas, como a las instalaciones y servicios con las que cuenta el recinto portuario. Los modelos físicos reducidos bajo condiciones de oleaje extremo reproducidos en laboratorio son de gran importancia para realizar pruebas donde se puedan observar y analizar el comportamiento de estas estructuras, así como también las alteraciones que puedan sufrir debido a la incidencia del oleaje. Con base en lo anterior, se procedió a analizar el estado del arte en lo concerniente con de romepolas superficiales permeables a talud con ampliación de berma bajo la incidencia de oleaje irregular. El presente trabajo mejora los conocimientos sobre las condiciones adecuadas para un funcionamiento óptimo de estas estructuras, además de que se puede tener una aplicación directa en la solución de problemas la protección de puertos (rompeolas superficiales antiguos con posibles ampliaciones de berma).

PRODUCTOS Dentro de los productos obtenidos, podemos citar los siguientes: actualización del estado del arte concerniente a la optimización estructural de romepolas superficiales con ampliación de berma, formación de dos nuevos investigadores (PIFI), desarrolló de una tesis (posgrado), publicación de los resultados en dos artículos a presentarse en un congreso internacional y divulgación de está investigación a través de diferentes eventos académicos y escolares. METODOLOGÍA DE TRABAJO La metodología aplicada durante esta investigación fue la siguiente: ESTADO DEL ARTE. Las actividades realizadas para esta meta, fueron la recopilación de diferentes estudios realizados en otros paises con respecto a la estructuración más adecuada para romepolas superficiales con ampliación de berma, con la finalidad de poder optimizar las estructuras para ser aplicadas en la práctica; lo anterior se logro consultando en diferentes fuentes:

• Bibliotecas de la ESIA, Instituto de Ingeniería, Instituto Mexicano del Petróleo, Comisión Federal de Electricidad, etc.

• Publicaciones especializadas (Procceding of Coastal Engineering, libros especializados relativos al tema, etc.)

• En bancos de información de Internet. ANÁLISIS BIBLIOGRÁFICO. En esta meta, se analizó y clasificó la información recabada en la bibliografía especializada, en los artículos referentes al tema de investigación y en la información encontrada en los bancos de información de Internet; para lo anterior se desarrollaron los siguientes trabajos:

• Elaboración de fichas bibliográficas del material consultado. • Elaboración las fichas de trabajo, textuales de resumen, de análisis, etc.

CONSTRUCCIÓN, CALIBRACIÓN Y ENSAYO DEL MODELO. Esta meta se desgloso en varias actividades: construcción del modelo, calibración y ensayos para las diferentes estructuras propuestas, las cuales se describen a continuación. Construcción del modelo. En el estudio fue necesaria la construcción de seis secciones de rompeolas superficiales permeables a talud con tres ampliaciones de berma diferentes propuestas. Se dispuso de un canal angosto de oleaje para un modelo de fondo fijo sin distorsión en el cual se reprodujero la sección de rompeolas con taludes 2:1 lado mar; para lo anterior se habilitó material de enrocamiento (material pétreo). Para la construcción del modelo se realizaron una serie de actividades. En primer lugar se retiro el amortiguador de pendiente simple con fibra, sobre tezontle que estaba dentro del canal para lavar su interior y poder demoler el perfil playero existente dentro del canal y reproducir el perfil del fondo marino que serviría para todas las series de ensayos; lo anterior se habilitó con un relleno de granzón clasificado y compactado recubriéndolo con un firme hecho de cemento-arena de

2.00 cm. de espesor; el fondo marino cuenta con una longitud de 7.60 m. (pendiente 1:50), así como un tramo de transición de 7.88 m. de longitud (pendiente 1:100) para poder ligar el fondo del canal con la pendiente del fondo marino (ver figura 1).

Figura 1. Esquema del fondo marino reproducido dentro del canal de oleaje.

En una siguiente etapa se procedio a realizar el diseño del modelo aplicando la fórmula de Hudson para el diseño de un romepolas superficial permeable, de donde se cálculo el peso de los elementos de la coraza (W = 12 ton.); los elementos de la capa secundaria y núcleo según [C.F.E., 1983] fueron W/10 a W/20 y W/200 a W/6000 respectivamente; es importante mencionar que el material utilizado para la construcción del modelo cuenta con un peso especifico de 2.57 ton/m3. La fórmula de diseño de Hudson [C.F.E., 1983], utilizada para el cálculo del peso de los elementos de coraza fue la siguiente:

( ) αγ

cot1 3

3

−=

SD

DS

SKH

W

La altura de ola de diseño fue de HD = 5.00 m.

De donde se obtuvo para la corona B = 3.84 ≈ 4.00 m. y para la capa secundaria B = 1.78 ≈ 2.00 m. El espesor de las capas según [C.F.E., 1983], se obtiene con la siguiente ecuación.

31

⎟⎠⎞⎜

⎝⎛= Δ

S

WnKE γ

Donde se obtuvo para la corona B = 3.84 ≈ 4.00 m. y para la capa secundaria B = 1.78 ≈ 2.00 m.

En [C.F.E., 1983], se muestra una ecuación para calcular el número de elementos en el talud.

AWnKN S3

2

1001 ⎟

⎠⎞⎜

⎝⎛⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −= Δ

γρ

De la ecuación anterior se obtuvo que para la coraza en el talud lado mar (2:1) se requieron un total de 615 piezas, mientras que para la corona se necesitaron 55 piezas. Para la capa secundaria en el talud lado mar (2:1) se necesitaron 1,849 piezas. . Los anchos de corona de berma se propusieron de 10.00 y 20.00 m (25 y 50 cm respectivamente en modelo). Donde las variables de las ecuaciones anteriores son las siguientes: W : Peso de un elemento de coraza, en toneladas. n : Número de elementos. KΔ : Coeficiente de capa, adimensional. γS : Peso especifico del elemento, en Ton/m3. H : Altura de ola de diseño, en metros. α : Angulo del talud de la estructura con respecto a la horizontal, en grados. KD : Coeficiente de estabilidad, adimensional. SS : (γS/γ) densidad de los sólidos, donde γ es el peso específico del agua de mar. WB : Peso de un elemento de coraza, en toneladas. dS : Sumergencia de la estructura, en metros. De acuerdo con lo anterior, se presenta la tabla 1 donde se puede apreciar con mayor claridad la relación de estos parámetros entre el modelo y el prototipo.

Parámetro. Prototipo. Modelo.

Real. + 25% - 25% Real. + 25% - 25% Peso de los elementos ± 25%: Coraza. Capa secundaria.

12 ton. 1.2 ton.

15 ton. 1.5 ton.

9 ton. 0.9 ton

187.50 g. 18.75 g.

234.38 g. 23.44 g.

140.63 g. 14.10 g.

Altura de la ola de diseño. 5.00 m. 12.50 cm. Ancho de corona: Coraza. Capa secundaria.

4.00 m. 2.00 m.

10.00 cm. 5.00 cm.

Espesor de las capas: Coraza. Capa secundaria.

4.00 m. 2.00 m.

10.00 cm. 5.00 cm.

Número de elementos: Coraza. Capa secundaria.

1, 200 piezas. 3, 000 piezas.

1, 200 piezas. 3, 000 piezas.

Nivel de coronamiento. 16.00 m. 40.00 cm. Tabla 1 Relación de parámetros de diseño, modelo-prototipo.

Diseñada la estructura se continuó el trazado y elaboración de los escantillones que servirían como guía en el proceso de constructivo de las secciones de los rompeolas. A continuación, se trazaron con cinta adhesiva las líneas correspondientes a la sección geométrica de la estructura en los acrílicos del canal (ver figura 2).

Figura 2. Trazo con cinta adhesiva de la sección geométrica de la estructura en las paredes de acrílico del canal.

Posteriormente se le dio mantenimiento al amortiguador de pendiente simple. Una vez armado el amortiguador se marco dentro del canal la pendiente correspondiente y se coloco el tezontle en el extremo donde se colocaría el amortiguador (ver figura 3).

Figura 3. Habilitado del amortiguador de pendiente simple dentro del canal.

Una vez habilitado el canal y el amortiguador, fue necesario recolectar el material pétreo que conformaría el cuerpo de las secciones de rompeolas a reproducir. Se realizó la clasificación utilizando cucharones, charolas, basculas y cribas (1/2”, 3/4”, 1/8”), cabe mencionar que la roca utilizada para la coraza y capa secundaria se peso una por una para determinar cuales entraban en el rango de peso a escala de pesos (ver figura 4).

Figura 4. Clasificación del material (roca de coraza y capa secundaria).

Una vez recolectado, triturado y clasificado el material necesario para habilitar las estructuras, se prosiguió a pintar los elementos que conformarían la coraza (ver figura 5).

Figura 5. Pintura en los elementos de la coraza.

Finalmente el nivel de coronamiento de la estructura se propuso con base en los datos aportados en el estado del arte para diferentes rompeolas de puertos del país (4.00 m). Por lo que el nivel de coronamiento de la estructura es igual a la suma del dato anterior y la profundidad de desplante:

Nivel de coronamiento = 10 cm. + 30 cm. = 40 cm.

Inicialmente se colocó en el canal el material del núcleo (ver figura 6).

Figura 6. Colocación de la capa de núcleo.

Posteriormente se coloco el material de la capa secundaria, (ver figura 7).

Figura 7. Colocación del material correspondiente a la capa secundaria.

Por ultimo se colocaron los elementos de la coraza, (ver figura 8).

Figura 8. Secuencia de colocación de la roca de coraza.

Adicionalmente se fabricó un depósito de acrílico (caja), el cual fue aforado y se colocó en la parte posterior del rompeolas, lo anterior con la finalidad de poder medir los gastos de rebase del oleaje sobre los deflectores a ser ensayados (ver figura 8). A continuación se colocó el material de berma de la sección correspondiente (ver figura 9).

Figura 9. Secuencia de colocación de la roca de berma.

Finalmente se puede observar la primer berma terminada (ver figura 10).

Figura 10. Sección de la berma terminada.

CALIBRACIÓN Y PRUEBAS DEL MODELO PARA CONDICIÓN DE OLEAJE IRREGULAR. SELECCIÓN DE LA ESCALA DEL MODELO. Para representar el fenómeno a reproducir en los ensayos, se propuso un modelo sin distorsión (escala de líneas vertical y horizontal iguales), cuya escala permitió minimizar los efectos de la viscosidad y tensión superficial. Las fuerzas que imperan en el fenómeno de estudio son las gravitacionales y de inercia, por lo tanto la condición de similitud a reproducir es la de Froude. Con base a lo anterior, en los ensayos preliminares y tomando en cuenta las características de los oleajes y niveles a reproducir en las pruebas, se seleccionó una escala de líneas de 1:40, para un modelo de fondo fijo y sin distorsión. De la escala anterior se puede determinar las siguientes escalas de utilidad en el estudio.

Tipo de escala. Notación. Escalas Escala de líneas horizontales. ELH 40.00 Escala de líneas verticales. ELV 40.00 Escala de longitudes de ola. EL 40.00 Escala de alturas de ola. EH 40.00 Escala de periodos de ola. ET 6.32 Escala de celeridades de ola. EC 6.32 Escala de fuerzas. EF 64,000.00 Escala de pesos. EW 64,000.00 Escala de overtopping. EO 252.98

En base a lo anterior se establecieron las condiciones de ensayo, en las que se incluyen los periodos y alturas de ola a reproducir, así como el oleaje a generar el cuál es irregular. PROGRAMA DE ENSAYOS. Para llevar a cabo las pruebas del modelo, se estableció el siguiente programa de ensayos:

Número de señal.

TPrototipo (seg.)

Tmodelo (seg.)

HPrototipo (m.)

Hmodelo (cm.)

1 6.32 1.00 1.59 3.97 2 6.96 1.10 1.92 4.79 3 7.59 1.20 2.29 5.72 4 8.22 1.30 2.68 6.70 5 8.85 1.40 3.11 7.78 6 9.49 1.50 3.57 8.93 7 10.12 1.60 4.06 10.15 8 10.75 1.70 4.59 11.48 9 11.38 1.80 5.14 12.85 10 12.02 1.90 5.76 14.40

Nota: las alturas y periodos del oleaje presentados son para condiciones de oleaje irregular.

CONDICIONES Y PROCEDIMIENTO DE ENSAYOS. En la ejecución de las pruebas del modelo, se establecieron las siguientes condiciones de ensayo: CONDICIONES DE LOS ENSAYOS.

a) En todos los ensayos se utiliza el espectro de Pierson – Moskowitz para generar las señales de oleaje.

b) En todos los ensayos se reproducen 1000 olas. c) Cada estructura se somete una incidencia de 10,000 olas (10 señales de

oleaje). d) En todos los ensayos se mide el daño cada 1000 olas, el cual es

acumulativo. e) En todos los ensayos se mide el coeficiente de reflexión. f) En todos los ensayos se mide el oleaje en dos puntos diferentes.

PROCEDIMIENTO DE LOS ENSAYOS. ENSAYOS PARA OBTENER EL COEFICIENTE DE REFLEXIÓN. Con el objeto de conocer el grado de reflexión de los rompeolas, y en dado caso tomarlo en cuenta en la interpretación de los resultados, se procede de la siguiente manera:

a) Se colocan tres sensores de oleaje entre el generador de oleaje y el rompeolas, a una distancia mayor de una longitud de ola (función está del período de oleaje correspondiente al ensayo) y separados entre sí de acuerdo con el período de oleaje de ensayo.

b) Se genera oleaje y se mide la ola incidente y la reflejada en la estructura por cada uno de los tres sensores de oleaje.

c) Se calcula el coeficiente de reflexión promediando las energías del oleaje incidente y reflejado, evaluadas de los datos transmitidos por los sensores al equipo de cómputo y a través del software con que cuenta éste equipo.

ENSAYOS PARA MEDIR LAS DESCARGAS DE REBASE Y LA ESTABILIDAD DINÁMICA EN LAS BERMAS VS. OLEAJE INCIDENTE. Estos se llevan a cabo mediante el proceso siguiente:

a) Se genera oleaje para cada uno de los ensayos, en tiempo suficiente para tener una incidencia de 1000 olas sobre la estructura en prueba.

b) Con base en los datos de oleaje transmitidos por los sensores y el equipo de cómputo, se calculan las alturas y periodos de ola significante para cada ensayo.

c) Se mide el daño dinámico presentado en la estructura cada 1000 olas, cuantificando este midiendo la curva de daño (modificación del talud original) y se cuantifica la descarga de rebase.

ARREGLO DEL MODELO. Los ensayos se llevaron a cabo en un canal de oleaje angosto con dimensiones de 24.00 m. de longitud, 0.90 m. de profundidad y 0.67 m. de ancho, perteneciente al

Laboratorio de Ingeniería Hidráulica de la E.S.I.A.-Unidad Zacatenco, el cual cuenta en uno de sus extremos con un generador de oleaje regular e irregular, mismo que está dotado de una paleta generadora de oleaje, de movimiento traslacional accionado mediante un gato hidráulico, cuyo control se efectúa por procedimientos electrónicos controlados por computadora, como se muestra en la figura 11.

Figura 11. Canal y generador de oleaje irregular. En el interior del canal, se realizo un relleno y colado de firmes para obtener dos pendientes del fondo marino, un tramo de 6.98 m con pendiente 1:50 y otro tramo de 6.04 m con pendiente 1:100. Lo anterior fue necesario, para obtener las condiciones de profundidad adecuadas para producir el rompimiento del oleaje en la zona donde se colocó el modelo. Las dimensiones del canal de oleaje y la disposición del modelo ensayado se muestran en la figura 12.

Figura 12. Canal de oleaje angosto con generador de oleaje hidráulico.

INSTRUMENTACIÓN. Para medir el oleaje incidiendo sobre la estructura (rompeolas), se colocaron tres sensores de oleaje de tipo capacitivo para medir el oleaje en aguas profundas (pie del generador), en las cercanías de la estructura (oleaje incidente) y posterior a la estructura (oleaje transmitido). Las señales analógicas transmitidas por los sensores de oleaje, se amplificaron a través de un ológrafo, para luego enviarse a un convertidor de señales A/D (analógico/digital) con que cuenta el equipo de cómputo; ya digitalizadas se analizan con un programa de cómputo y se envían a una impresora (ver Figura 13).

Figura 13. Equipos de cómputo para control del generador y de medición de oleaje PRUEBAS EN MODELO. Las pruebas en modelo se desarrollaron siguiendo la secuencia establecida previamente en el programa de ensayos; por lo que respecta a la medición del oleaje en cada uno de los 35 ensayos programados para cada rompeolas, se obtuvieron un total de 70 mediciones, en las siguientes tablas se presenta una relación de resultados obtenidos para cada uno de los ensayos realizados. ENSAYOS PARA MEDIR EL REBASE DEL OLEAJE SOBRE DEL ROMPEOLAS SUPERFICIAL SIN BERMA VS. OLEAJE INCIDENTE IRREGULAR.

Ensayo Rc/Hs Longitud Ola Altura Incide Periodo ola Esbeltez de Q rebaseola (Hs/L) (m3/s*m)

1 3.75 43.19 1.20 5.39 0.0278 0.0000E+002 3.10 49.69 1.45 5.87 0.0292 0.0000E+003 2.76 53.72 1.63 6.17 0.0303 3.9496E-064 2.20 65.61 2.05 7.07 0.0312 1.0288E-055 1.89 71.43 2.38 7.52 0.0333 8.9067E-046 1.51 80.83 2.99 8.26 0.0370 5.6948E-037 1.32 88.34 3.42 8.86 0.0387 1.7178E-028 1.13 96.73 3.99 9.54 0.0412 5.8145E-029 1.00 103.80 4.48 10.12 0.0432 1.4005E-0110 0.93 109.49 4.86 10.59 0.0444 2.3285E-01

ESTRUCTURA 1. ROMPEOLAS SIN BERMA

ENSAYOS PARA MEDIR EL REBASE DEL OLEAJE SOBRE DEL ROMPEOLAS SUPERFICIAL CON BERMA VS. OLEAJE INCIDENTE IRREGULAR.


1 4.21 42.91 1.07 5.37 0.0249 0.0000E+002 3.41 49.15 1.32 5.83 0.0269 0.0000E+003 2.90 57.46 1.55 6.45 0.0270 0.0000E+004 2.45 64.69 1.84 7.00 0.0284 0.0000E+005 1.88 70.91 2.39 7.48 0.0337 3.1810E-066 1.56 77.80 2.89 8.02 0.0371 1.8065E-047 2.01 85.85 2.24 8.66 0.0261 1.4190E-038 1.26 92.30 3.57 9.18 0.0387 1.1647E-029 1.13 100.39 3.99 9.84 0.0397 5.0218E-0210 1.02 108.16 4.40 10.48 0.0407 1.0604E-0111 1.01 109.61 4.47 10.60 0.0408 1.7857E-01

ESTRUCTURA 2. ROMPEOLAS CON BERMA (ancho de corona 10 m; talud 2:1)


1 2.38 63.52 1.89 6.91 0.0298 0.0000E+002 1.92 71.68 2.34 7.54 0.0326 0.0000E+003 1.59 78.56 2.83 8.08 0.0360 0.0000E+004 1.44 84.97 3.13 8.59 0.0368 8.2985E-065 1.28 92.30 3.52 9.18 0.0381 3.2431E-036 1.16 100.27 3.88 9.83 0.0387 2.2236E-027 1.08 105.98 4.15 10.30 0.0392 5.6964E-028 1.06 106.95 4.23 10.38 0.0396 8.4070E-02



1 2.53 62.86 1.78 6.86 0.0283 0.0000E+002 2.13 68.72 2.11 7.31 0.0307 0.0000E+003 1.78 78.18 2.53 8.05 0.0324 0.0000E+004 1.59 90.57 2.83 9.04 0.0312 0.0000E+005 1.47 91.56 3.07 9.12 0.0335 5.7274E-036 1.31 104.65 3.44 10.19 0.0329 2.7443E-027 1.18 107.92 3.81 10.46 0.0353 6.3103E-028 1.13 109.25 3.99 10.57 0.0365 1.0299E-019 1.11 107.56 4.07 10.43 0.0378 1.3818E-01

ESTRUCTURA 4. ROMPEOLAS CON BERMA (ancho de corona 20 m; talud 1.5:1)

PROCESAMIENTO DE LOS RESULTADOS DE LOS ENSAYOS EN MODELO DEL ROMPEOLAS CON DIFERENTES DEFLECTORES. Para llevar a cabo el procesamiento de los resultados de los ensayos para calcular las descargas de rebase sobre el rompeolas, se elaboro un hoja de cálculo en el programa Excel de Microsoft. ENSAYOS EN MODELO PARA MEDIR EL GASTO DE REBASE CON LAS DIFERENTES BERMAS.

Rc/HsLongitud OlaAltura IncidePeriodo olaEsbeltez deCoeficiente Q calculado Q calculado Q calculado Q maximo para Q rebaseola (Hs/L) C Owen 1980Jorgen Juhl 1994Van der Meer 1992Van der Meer 1992 (m3/s*m)

3.75 43.19 1.20 5.39 0.0278 12.8039 2.2183E-03 1.7053E-07 2.0672E-07 1.9764E-04 0.0000E+003.10 49.69 1.45 5.87 0.0292 12.8039 5.3917E-03 4.2403E-06 1.5641E-06 1.8728E-03 0.0000E+002.76 53.72 1.63 6.17 0.0303 12.8039 8.5697E-03 2.3790E-05 4.4870E-06 6.4853E-03 3.9496E-062.20 65.61 2.05 7.07 0.0312 12.8039 2.1085E-02 4.3689E-04 3.4065E-05 5.6144E-02 1.0288E-051.89 71.43 2.38 7.52 0.0333 12.8039 3.1836E-02 2.1441E-03 8.6383E-05 1.9384E-01 8.9067E-041.51 80.83 2.99 8.26 0.0370 12.8039 5.4715E-02 1.6943E-02 2.9196E-04 1.0479E+00 5.6948E-031.32 88.34 3.42 8.86 0.0387 12.8039 7.4438E-02 4.8373E-02 5.7886E-04 2.5647E+00 1.7178E-021.13 96.73 3.99 9.54 0.0412 12.8039 1.0073E-01 1.4064E-01 1.1324E-03 6.6393E+00 5.8145E-021.00 103.80 4.48 10.12 0.0432 12.8039 1.2438E-01 2.8923E-01 1.8025E-03 1.2952E+01 1.4005E-010.93 109.49 4.86 10.59 0.0444 12.8039 1.4362E-01 4.6309E-01 2.4696E-03 2.0281E+01 2.3285E-01

ESTRUCTURA 1. ROMPEOLAS SIN BERMA


4.21 42.91 1.07 5.37 0.0249 12.8039 1.5795E-03 1.8587E-08 9.3455E-08 4.2857E-05 0.0000E+003.41 49.15 1.32 5.83 0.0269 12.8039 4.1933E-03 9.3755E-07 8.7145E-07 6.3825E-04 0.0000E+002.90 57.46 1.55 6.45 0.0270 12.8039 9.1790E-03 1.1920E-05 5.1234E-06 3.8501E-03 0.0000E+002.45 64.69 1.84 7.00 0.0284 12.8039 1.6960E-02 1.2197E-04 2.0566E-05 2.1164E-02 0.0000E+001.88 70.91 2.39 7.48 0.0337 12.8039 3.1573E-02 2.2292E-03 8.4982E-05 2.0038E-01 3.1810E-061.56 77.80 2.89 8.02 0.0371 12.8039 4.8975E-02 1.2686E-02 2.2880E-04 8.2637E-01 1.8065E-042.01 85.85 2.24 8.66 0.0261 12.8039 4.1692E-02 1.2253E-03 1.5045E-04 1.1886E-01 1.4190E-031.26 92.30 3.57 9.18 0.0387 12.8039 8.3648E-02 6.6374E-02 7.4704E-04 3.3681E+00 1.1647E-021.13 100.39 3.99 9.84 0.0397 12.8039 1.0641E-01 1.4228E-01 1.2679E-03 6.6393E+00 5.0218E-021.02 108.16 4.40 10.48 0.0407 12.8039 1.2961E-01 2.6394E-01 1.9513E-03 1.1701E+01 1.0604E-011.01 109.61 4.47 10.60 0.0408 12.8039 1.3387E-01 2.9048E-01 2.0933E-03 1.2790E+01 1.7857E-01



2.38 63.52 1.89 6.91 0.0298 12.8039 1.7063E-02 1.6831E-04 2.1021E-05 2.7139E-02 0.0000E+001.92 71.68 2.34 7.54 0.0326 12.8039 3.1258E-02 1.8151E-03 8.2626E-05 1.6938E-01 0.0000E+001.59 78.56 2.83 8.08 0.0360 12.8039 4.8500E-02 1.0676E-02 2.2272E-04 7.1214E-01 0.0000E+001.44 84.97 3.13 8.59 0.0368 12.8039 6.3033E-02 2.4685E-02 3.9840E-04 1.4320E+00 8.2985E-061.28 92.30 3.52 9.18 0.0381 12.8039 8.2393E-02 6.0157E-02 7.2102E-04 3.0817E+00 3.2431E-031.16 100.27 3.88 9.83 0.0387 12.8039 1.0336E-01 1.1893E-01 1.1850E-03 5.6182E+00 2.2236E-021.08 105.98 4.15 10.30 0.0392 12.8039 1.1945E-01 1.8481E-01 1.6251E-03 8.3646E+00 5.6964E-021.06 106.95 4.23 10.38 0.0396 12.8039 1.2314E-01 2.0814E-01 1.7387E-03 9.3429E+00 8.4070E-02



2.53 62.86 1.78 6.86 0.0283 12.8039 1.4952E-02 7.9838E-05 1.5491E-05 1.5464E-02 0.0000E+002.13 68.72 2.11 7.31 0.0307 12.8039 2.4411E-02 6.0920E-04 4.7099E-05 7.2007E-02 0.0000E+001.78 78.18 2.53 8.05 0.0324 12.8039 4.1372E-02 3.9483E-03 1.5371E-04 3.1165E-01 0.0000E+001.59 90.57 2.83 9.04 0.0312 12.8039 6.2256E-02 1.1133E-02 3.7668E-04 7.1214E-01 0.0000E+001.47 91.56 3.07 9.12 0.0335 12.8039 6.9819E-02 2.1701E-02 4.9063E-04 1.2560E+00 5.7274E-031.31 104.65 3.44 10.19 0.0329 12.8039 9.7695E-02 5.3070E-02 1.0196E-03 2.6624E+00 2.7443E-021.18 107.92 3.81 10.46 0.0353 12.8039 1.1314E-01 1.0799E-01 1.4200E-03 5.0328E+00 6.3103E-021.13 109.25 3.99 10.57 0.0365 12.8039 1.2028E-01 1.4601E-01 1.6306E-03 6.6393E+00 1.0299E-011.11 107.56 4.07 10.43 0.0378 12.8039 1.1982E-01 1.6462E-01 1.6267E-03 7.4648E+00 1.3818E-01

ESTRUCTURA 4. ROMPEOLAS CON BERMA (ancho de corona 20 m; talud 1.5:1)

ANÁLISIS DE RESULTADOS PARA OLEAJE INCIDIENDO SOBRE EL ROMPEOLAS CON DEFLECTORES. Realizado el análisis de los datos producto de los ensayos, se desarrollaron una serie de gráficas en las cuáles se relacionaron los datos aportados por el estudio contra los implementados por otros investigadores.

Gráfico 1.- Descargas de rebase vs. Altura de ola incidente

REBASE vs. ALTURA DE OLA INCIDENTE

0.0E+00

5.0E-02

1.0E-01

1.5E-01

2.0E-01

2.5E-01

1.00 1.50 2.00 2.50 3.00 3.50 4.00 4.50 5.00

Altura de ola (m)

Q m

edid

os (m

3/s.

m)

R. sin berma

R. con berma (10m, 2:1)

R. con berma (20 m, 2:1)

R. con berma (20 m, 1.5:1)

Gráfico 2.- Descargas de rebase calculados (Owen) vs. Medidos

Rebase F. Owen vs. Rebase medido

1.0E-06

1.0E-05

1.0E-04

1.0E-03

1.0E-02

1.0E-01

1.0E+00

1.0E-06 1.0E-05 1.0E-04 1.0E-03 1.0E-02 1.0E-01 1.0E+00

Q medido (m3/s.m)

Q c

alcu

lado

(Ow

en) (

m3/

s.m

)

R. s/berma R. c/berma (10 m, 2:1)R. c/berma (20 m, 2:1) R. c/berma (20 m, 1.5:1)

Gráfico 3.- Descargas de rebase calculados (Jorgen Juhl) vs. Medidos

Rebase F. Jorgen Juhl vs. Rebase medido

1.0E-06

1.0E-05

1.0E-04

1.0E-03

1.0E-02

1.0E-01

1.0E+00

1.0E-06 1.0E-05 1.0E-04 1.0E-03 1.0E-02 1.0E-01 1.0E+00

Q medido (m3/s.m)

Q c

alcu

lado

(Jor

gen

Juhl

) (m

3/s.

m)


Gráfico 4.- Descargas de rebase calculados (Van der Meer 1) vs. Medidos

0.0000E+00

2.0000E-02

4.0000E-02

6.0000E-02

8.0000E-02

1.0000E-01

1.2000E-01

1.4000E-01

1.6000E-01

1.8000E-01

2.0000E-01

1 2 3 4 5 6 7

Rebase F. Van der Meer 1 vs. Rebase medido

1.0E-06

1.0E-05

1.0E-04

1.0E-03

1.0E-02

1.0E-01

1.0E+00

1.0E-06 1.0E-05 1.0E-04 1.0E-03 1.0E-02 1.0E-01 1.0E+00

Q medido (m3/s.m)

Q c

alcu

lado

(Van

der

Mee

r 1) (

m3/

s.m

)


Gráfico 5.- Descargas de rebase calculados (Van der Meer 2) vs. Medidos

Rebase F. Van der Meer 2 vs. Rebase medido

1.0E-06

1.0E-05

1.0E-04

1.0E-03

1.0E-02

1.0E-01

1.0E+00

1.0E+01

1.0E+02

1.0E-06 1.0E-05 1.0E-04 1.0E-03 1.0E-02 1.0E-01 1.0E+00 1.0E+01 1.0E+02

Q medido (m3/s.m)

Q c

alcu

lado

(Van

der

Mee

r 2) (

m3/

s.m

)

R. s/berma R. c/berma (10 m, 2:1)R. c/berma (20 m, 2:1) R. c/berma (20 m, 1.5.1)

CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES. Una vez procesada y analizada la información de los ensayos, se procedió a formular conclusiones con base en las gráficas presentadas en el apartado anterior. CONCLUSIONES. Con base en el gráfico 1, podemos concluir:

1. Se puede observar que la descarga de rebase (overtopping), disminuyo sustancialmente a medida que se incremento el ancho del coronamiento de las bermas.

2. También que la berma más eficiente resulto ser la de 20 metros de ancho de coronamiento y talud 2:1 (menor gasto de rebase con respecto al oleaje incidente).

En lo que concierne al gráfico 2, se concluye:

1. Se aprecia que la relación entre los descargas medidas en los ensayos en relación con las calculadas empleando la fórmula de Owen, presentan gran dispersión, sin mostrar una tendencia definida, por lo cual ésta fórmula no es adecuada para el cálculo de las descargas de rebase de las bermas ensayadas.

Por lo que respecta al gráfico 3, se concluye:

1. Se observa que la relación entre las descargas de rebase medidas en los ensayos con respecto con las calculadas empleando la fórmula de Jorgen Juhl, presentan una tendencia más adecuada, por lo cual ésta fórmula

podría ser adecuada para el cálculo de las descargas de rebase de las bermas ensayadas.

Del gráfico 4, podemos concluir:

2. .Se aprecia que la relación entre las descargas de rebase medidas en los ensayos con relación con las calculadas empleando la fórmula de Van der Meer 1, presenta una dispersión de datos apreciable, similar al caso presentado por la fórmula de Owen; por lo cual ésta fórmula no sería adecuada para el cálculo de las descargas de rebase de las bermas ensayadas.

Finalmente del gráfico 5, podemos concluir:

3. .Se observa que la relación entre las descargas de rebase medidas en los ensayos con respecto con las calculadas empleando la fórmula de Van der Meer 2, presenta la dispersión más grande de datos de todas las fórmulas empleadas, por lo cual ésta fórmula sería la menos adecuada para el cálculo de las descargas de rebase de los deflectores ensayados.

RECOMENDACIONES. Se considera pertinente proponer las siguientes actividades adicionales:

1. Sería conveniente continuar el estudio, probando otros anchos de coronamiento y taludes de berma.

2. Complementar los ensayos, analizando diferentes pesos de la roca utilizada en las bermas.

3. Finalmente, ensayar con bermas sumergidas, para complementar lo ensayado con las bermas emergidas.

BIBLIOGRAFÍA. Andersen, O.H., Juul, J. and Sloth, P. (1992). Read side Stability of Berm Breakwaters. International Conference on Coastal Engineering, Venice, Italy. Burchart, H.F. and Andersen, T.L. (2003). Overtopping and Rear Slope Stability of Reshaping Breakwaters. COPEDEC VI, Colombo, Sri Lanka. Jan M. van Noortwiijk and Pieter H.A.J.M. van Gelder (1996). Optimal Maintenance Decisions for Berm Breakwaters. Faculty of Technical Mathematics and Informatics, Delft, The Netherlands. Lykke, A.T. and Burchart, H.F. (1996). Overtopping of Berm Breakwaters Evaluation of Overtopping Formula. Coastal Engineering, Orlando, Florida. Nikolay, L. and Alf, T. (1996). Influence of the core configuration on the stability of berm breakwaters. Coastal Engineering, Orlando, Florida.

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TITULO DEL PROYECTO ESTUDIO EXPERIMENTAL DE ROMPEOLAS …sappi.ipn.mx/cgpi/archivos_anexo/20070879_4934.pdf · 2011-11-14 · reporte final titulo del proyecto estudio experimental