Proyecto Basico de Un Buque Portacontenedores
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Proyecto básico de un buque portacontenedores
Facultad de Náutica de Barcelona
Santiago Ferrer Mur I.T.N.S.P.S.B 21/06/11
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 2
Índice:
Motivaciones: ................................................................................................................................ 5
Especificaciones del proyecto: ...................................................................................................... 6
1. DISEÑO Y FORMAS: ................................................................................................................... 7
1.1 Cálculo de las dimensiones principales: .............................................................................. 7
1.2 Aproximación a la velocidad ideal del buque: .................................................................... 9
1.3 Establecimiento de los parámetros principales de forma y derivación de formas: ............ 9
1.4 Determinación del coeficiente de bloque: ........................................................................ 14
1.5 Determinación del coeficiente de la sección media: ........................................................ 16
1.6 Determinación del coeficiente prismático: ....................................................................... 19
1.7 Determinación coeficiente de flotación: ........................................................................... 20
1.8 Determinación de la posición longitudinal del centro de carena: .................................... 21
1.9 Determinación de la longitud del cuerpo cilíndrico: ......................................................... 22
1.10 Aproximación de los parámetros calculados a los del diseño: ....................................... 22
1.11. Diseños favorables de las zonas de proa y popa: ........................................................... 23
1.12 Simulaciones hidrodinámicas y adecuación de las líneas: .............................................. 24
2. Determinación de la potencia propulsora: ............................................................................. 26
2.1. Cálculo de la resistencia de origen viscoso Rv: ................................................................ 27
2.2. Cálculo de la resistencia de los apéndices Rap: ............................................................... 28
2.3. Cálculo de la resistencia por formación de olas Rw que tiene en cuenta la resistencia del
bulbo: ...................................................................................................................................... 29
2.4. Calculo de la resistencia de correlación modelo-buque que tiene en cuenta la rugosidad
del casco y la resistencia de aire, (J.Holtrop y G.G.J. Mennen, International Shipbuilding
Progress 1982): ........................................................................................................................ 30
2.5. Estimación del coeficiente de estela: ............................................................................... 31
2.6. Estimación del diámetro de la hélice propulsora: ............................................................ 32
2.7. Estimación del coeficiente de succión: ............................................................................ 33
2.8. Estimación del coeficiente rotativo relativo: ................................................................... 34
2.9. Estimación del rendimiento total: .................................................................................... 35
2.10. Otras consideraciones: ................................................................................................... 35
2.11. Elección de la planta propulsora y la hélice: .................................................................. 38
2.11.1. Elección de la hélice: ............................................................................................... 38
2.11.2. Elección de la planta propulsora: ............................................................................ 40
3. El proyecto del timón: ............................................................................................................. 42
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3.1. Área del timón: ................................................................................................................. 42
3.2. Huelgos entre la hélice y el timón: ................................................................................... 43
3.3. Relación de aspecto: ........................................................................................................ 43
3.4. Compensación: ................................................................................................................. 44
3.5. Potencia de giro de la pala: .............................................................................................. 44
3.6. Maniobrabilidad: .............................................................................................................. 44
3.6.1. Diámetro de giro: ...................................................................................................... 44
3.6.2. Diámetro de evolución: ............................................................................................. 44
3.6.3. Avance: ...................................................................................................................... 45
3.6.4. Facilidad de parada: .................................................................................................. 45
3.6.5. Cálculo de los empujadores transversales: ............................................................... 45
4. Desplazamiento: ...................................................................................................................... 46
4.1. Peso en rosca y su centro de gravedad: ........................................................................... 46
4.2. Volúmenes y superficies de los espacios de carga: .......................................................... 49
4.2.1. Pique de proa: ........................................................................................................... 49
4.2.2. Eslora pique de popa: ................................................................................................ 50
4.2.3. Cámara de máquinas: ................................................................................................ 50
4.2.4. Doble fondo: .............................................................................................................. 50
4.2.5. Cálculo del número de contenedores y su posible disposición: ............................... 50
5. Estabilidad del buque intacto: ................................................................................................. 56
5.1. Estabilidad inicial: ............................................................................................................. 56
5.2. Estabilidad a grandes ángulos de escora: ........................................................................ 56
Anexos: ........................................................................................................................................ 60
Fuentes bibliográficas: ................................................................................................................ 74
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Motivaciones:
La realización de este proyecto ha sido escogida a conveniencia personal, ya que su realización
implicaba, no solo la aplicación de los conceptos obtenidos a lo largo de la carrera en lo
relativo al diseño de buques, si no su adecuación a los buques mercantes, los cuales implican
una complejidad añadida frente a embarcaciones sencillas, así como la estructuración y
asentamiento de dichos conceptos.
El diseño de un buque mercante implica el uso de métodos aproximativos de cálculo de
resistencias distintos a los empleados hasta el momento, a saber, la serie sistemática de Delft.
En este caso se emplea el método de Holtrop, de mayor complejidad que el anteriormente
mencionado, y que implica familiarizarse con nuevos conceptos.
La elección del tipo de buque en un buque portacontenedores tiene su motivación en la
importancia que viene adquiriendo el transporte marítimo en contenedor, siendo estos
buques, por otra parte, muy interesantes en su concepción hidrodinámica, debido a las
velocidades con que navegan.
El interés de este proyecto frente a otros proyectos similares radica, principalmente, en que no
se había realizado anteriormente sobre un buque portacontenedores, así como en la
diversidad de los elementos abordados.
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Especificaciones del proyecto:
· Tipo de buque: portacontenedores
· Capacidad de carga: 4216 TEU
· Peso muerto: 39221 t
· Sociedad de clasificación: Det Norske Veritas
· Reglamentos: SOLAS, Convenio Líneas de Carga
· Velocidad: 25 nudos al 85% MCR en pruebas
Consideraciones sobre las especificaciones:
El buque requerido es un portacontenedores celular, por lo que dispondrá de estas guías para
agilizar las operaciones de carga y descarga, tanto en la parte inferior como superior de las
escotillas. No se especificará aquí que número de estas escotillas irán adaptadas a las
diferentes medidas homologadas de contenedores, realizándose un cálculo de capacidad de
carga geométrica en “slots” de 1TEU (20’ x 8’ x 8,5’).
Por otra parte no se ha especificado una ruta determinada, por lo que no se contemplan
limitaciones con respecto a las medidas máximas, asumiendo a su vez que los puertos que
visite estarán dotados de los medios técnicos e infraestructura necesarios para llevar a cabo
las operaciones de carga y descarga, por lo que no se dota al buque de medios propios.
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1. DISEÑO Y FORMAS:
1.1 Cálculo de las dimensiones principales:
Para determinar las medidas principales a partir de las que se iniciará el diseño, se han tomado
24 buques reales de características muy similares y se han realizado regresiones relacionando
las medidas principales.
Esta alternativa se presentaba más interesante y fiel que partir de unas dispersiones genéricas
de las que se pueden obtener en diversas publicaciones. Esto es debido, principalmente, a que
esta comparativa ha sido realizada mediante un grupo muy homogéneo de buques,
atendiendo a las características concretas del buque objetivo.
Los datos de los buques comparados, obtenidos del Lloyd’s Register of Ships 2007-2008, se
presentan en la siguiente tabla:
DWT L B T D TEU P(kW) V(kn)
GENOA BRIDGE 67197 262 40 12,5 24 5576 57222 25
GRASMERE MAERSK 62007 277 32,35 13,52 21,7 4338 43070 24,2
GREENWICH MAERSK 62441 277 32,35 13,52 21,7 4338 43070 24,2
HANJIN ATHENS 68819 265 40,3 14 24,1 5618 54946 26,3
HANJIN BASEL 68200 265 40,3 14,02 24,57 5752 54900 26,3
HANJIN BRUSSELS 68790 265 40,3 14 24,1 5618 54946 26,3
HANJIN CHICAGO 68037 265,24 40,3 14,02 24,57 5752 54900 26,3
HYUNDAI CONFIDENCE 68250 263 40 14,02 24,2 5680 54809 25,6
HYUNDAI DOMINION 80550 292 40 14 24,2 6479 65930 26,4
HYUNDAI GLORY 63404 282 32,22 13,5 21,85 4648 43920 25
HYUNDAI NATIONAL 80494 292 40 14 24,2 6479 65930 26,4
KUALA LUMPUR EXPRESS 66781 283 32,3 13,57 21,8 4843 40059 24
LARS MAERSK 62994 252,4 37,4 14 21,35 4045 45760 24
LAURA MAERSK 63200 252,4 37,4 14,02 21,35 4045 45700 24
LONG BEACH BRIDGE 67164 262 40 14,02 24 5576 60390 25
LT UNICA 63216 268 40 12,7 24,2 5652 48635 25
LUNA MAERSK 63395 252,4 37,4 14,02 21,35 4045 45700 25
MAERSK DARMSTADT 68187 283,2 32,2 13,5 21,6 4992 41107 23,8
MAERSK DENVER 66983 283,2 32,2 13,65 22,1 5043 51480 25,5
MAERSK GARONNE 61636 277 32,3 13,52 21,7 4318 45675 24,2
MOL ADVANTAGE 66532 265,7 40 14,02 24 5896 54840 25,7
MOL EFFICIENCY 63160 282 32,2 13,5 21,85 4646 49410 25,5
MSC ALYSSA 61487 258,2 32,2 13 19 4315 32423 23,5
MSC ANS 68307 283 32,2 13,5 21,6 5059 41107 24,3
En este tipo de buques, las dimensiones y número de contenedores que quieran ser
transportados determinan las dimensiones principales. Esto es debido a las medidas
estandarizadas de los contenedores TEU(20 pies) y FEU(40 pies), colocados en las bodegas
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generan unas dimensiones concretas debido a la naturaleza de estos buques, buques de
volumen, en los que el peso de la carga no es el condicionante.
Es por ello que para el cálculo de las dimensiones principales se emplean regresiones
atendiendo al número de contenedores en TEUS que son capaces de transportar. Este
procedimiento se presenta más preciso que el que relaciona el peso muerto, debido a que la
dimensión y número de contenedores impone unas características dimensionales que no van
directamente relacionadas con el peso muerto.
· En primer lugar se realiza el cálculo de la manga en función del número de TEUS. El
hecho de comenzar por la manga es debido a que su regresión se presenta más precisa
que la de la eslora, por lo que esta vendrá de posteriores relaciones. (Anexo 1.1):
· Se continúa con una relación entre número de TEU y toneladas de peso muerto. El
realizarlo en este orden es debido a que la regresión se presenta más precisa. (Anexo
1.2):
· Determinado el peso muerto, se puede establecer una relación más precisa para
determinar la eslora. En este caso, la relación entre pesos muertos y esloras. (Anexo
1.3):
· Para determinar el puntal se emplea también una regresión entre puntal y capacidad
en TEU de la siguiente forma (Anexo 1.4):
· En último lugar se halle al calado que, a pesar de ser esta una regresión poco precisa,
es la que mejor se ajusta. De cualquier manera el calado podría verse modificado en
posteriores cálculos. (Anexo 1.5):
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· Por tanto quedan las siguientes medidas principales, así como sus relaciones
adimensionales:
Medidas (m)
Coeficientes
L 275,87 L/B 7,017807174
B 39,31 L/D 11,69436202
T 13,78 B/D 1,666384061
D 23,59 B/T 2,852685051
DWT 69847,89 T/D 0,584145825
1.2 Aproximación a la velocidad ideal del buque: A continuación se pasa a calcular la velocidad ideal del buque atendiendo a los parámetros de
las tablas, para determinar así otros coeficientes, el número de Froude y otros cálculos
posteriores. Para ello se realiza una regresión relacionando velocidades con mangas, por ser
esta una dispersión más precisa que la de esloras. (Anexo 1.6):
Se puede observar que es una velocidad aceptable y muy en concordancia con la media de los
datos obtenidos en la tabla inicial.
1.3 Establecimiento de los parámetros principales de forma y derivación de
formas:
El proceso de dimensionamiento concluye con la selección del conjunto de dimensiones
principales y coeficientes de la carena que definen un buque. Para este caso se determinan las
siguientes características principales:
· Eslora entre perpendiculares: LWL
· Manga: B
· Calado: T
· Coeficiente de bloque: Cb
· Coeficiente prismático: Cp
· Coeficiente de la maestra: Cm
· Coeficiente de la flotación: Cwp
· Posición longitudinal del centro de carena: XB
· Longitud del cuerpo cilíndrico: LCC
Para realizar un estudio más gráfico y aproximado, se comienza a realizar un diseño de las
formas del casco, así como del resto de sus elementos. Se parte de la base de un diseño que se
considera similar, y que se irá adecuando y modificando a las características concretas del
buque a proyectar.
La definición de las formas del buque se realizará por tanto de las siguientes maneras:
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· Derivando las formas a partir de un modelo considerado hidrodinámicamente bueno.
· Generación de formas utilizando métodos de transformación paramétrica.
· Mediante la utilización de series sistemáticas.
En una primera aproximación se muestra la imagen del diseño actual del casco, previa
realización de esta primera modificación. En ella se observan dos vistas laterales, mostrando el
fondo y el volumen interior. Puede observarse que el diseño del casco atiende al de un buque
rápido, con formas voluminosas en su obra muerta y formas vivas y penetrantes en la obra
viva. Tiene también bulbos en proa y popa que mejoran su avance:
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El buque inicial tiene los siguientes parámetros hidrostáticos:
Displacement 34676,017 tonne
Volume 33830,26 m^3
Draft to Baseline 10,56 m
Immersed depth 10,666 m
Lwl 192,89 m
Beam wl 32,207 m
WSA 7150,433 m^2
Max cross sect area 322,265 m^2
Waterplane area 4668,922 m^2
Cp 0,544
Cb 0,511
Cm 0,948
Cwp 0,752
LCB from zero pt -97,867 m
LCF from zero pt -105,321 m
KB 6,158 m
KG 0 m
BMt 9,908 m
BMl 270,444 m
GMt 16,066 m
GMl 276,602 m
KMt 16,066 m
KMl 276,602 m
Immersion (TPc) 47,856 tonne/cm
MTc 503,084 tonne.m
RM at 1deg = GMt.Disp.sin(1) 9722,541 tonne.m
Precision Medium 50 stations
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Siendo esta su curva de áreas:
La transformación del buque inicial se comienza con la obtención de las medidas principales,
para lo cual se realizan redimensionamientos proporcionales del conjunto, obteniendo los
siguientes valores muy aproximados. Debido a que todavía no procede hacer calibraciones
muy apuradas, estos valores serán ajustados posteriormente.
Quedando actualmente modificado el diseño del casco y esta es su apariencia, en la que se
pueden apreciar deformaciones en la proa y amura, que posteriormente serán corregidas,
sirviendo estas consecutivas representaciones gráficas como ejemplo de las fases por las que
atraviesa el diseño:
Por otra parte, la tabla de hidrostáticas queda actualmente de la siguiente manera, descrita en
los anexos: (Anexo 1.7.1)
Por otra parte, la curva de áreas es la siguiente, descrita en los anexos: (Anexos 1.7.2)
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1.4 Determinación del coeficiente de bloque:
El coeficiente de bloque es la relación entre el volumen ocupado por la carena sumergida del
buque y el de un paralelepípedo imaginario circunscrito a esta. Dicho paralelepípedo tiene
como dimensiones rectas; la manga, la eslora y el calado. El coeficiente de bloque tiene una
incidencia muy grande sobre la resistencia a la marcha y sobre la capacidad de carga, y, en
menor medida, sobre la estabilidad, maniobrabilidad y otras consideraciones. Un mayor
coeficiente de bloque da una mayor capacidad de carga a misma eslora, con lo que se consigue
abaratar el precio de construcción del buque. Por otra parte se produce un incremento
notable en la resistencia, por lo que se requieren mayores potencias, redundando en mayores
consumos, o menores velocidades. De cualquier manera se determina un compromiso entre
las características operativas del buque a proyectar, el tipo de carga que transporta, el tiempo
y factor de amortización, pudiendo variar estos valores en función de la demanda.
Para el cálculo del coeficiente de bloque se emplean los procedimientos de Alexander,
Townsin, Schneekluth, Katsoulis y Kerlen, realizando una comparativa posterior a fin de
aumentar la precisión del cálculo.
· En primer lugar, mediante la fórmula de Alexander, se halla el valor de las abcisas para
posterior determinación mediante la gráfica del coeficiente K de Alexander:
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Donde:
Viendo que K toma el valor de 1,052, por lo que:
· A continuación se realiza el cálculo mediante la fórmula de Townsin:
Donde:
Por lo que:
· El siguiente cálculo es mediante la fórmula de Schneekluth, resultando:
· A continuación, empleando el método de Katsoulsis:
*Con el factor de corrección para porta contenedores de f=1
· Por último, mediante la fórmula de Kerlen:
· El coeficiente de bloque medio es por tanto:
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Se realizan transformaciones paramétricas del casco a fin de conseguir el coeficiente de bloque
obtenido aquí ya que, como se puede observar en la tabla de hidrostáticas anterior, no
cumplen actualmente con las exigencias. Por supuesto estas formas no son válidas,
habiéndose adquirido tras la transformación paramétrica, por lo que posteriormente será
empleado otro procedimiento, siendo, una vez más, esta representación únicamente válida
como ejemplo. La nueva apariencia del casco, habiéndose redondeado las formas de proa y
popa, “llenando” en exceso las líneas en general, queda esta forma descrito en los anexos:
Por otra parte, la tabla de hidrostáticas queda actualmente de la siguiente manera, descrita en
los anexos: (Anexo 1.8.1)
Quedando como sigue su curva de áreas, descrita en los anexos: (Anexos 1.8.2)
1.5 Determinación del coeficiente de la sección media:
Para este cálculo se emplean las fórmulas de Kerlen, del HSVA y de M. Meizoso haciendo una
media entre ambos.
· Cálculo mediante fórmula de Kerlen:
· Cálculo mediante fórmula del HSVA:
· Cálculo mediante la fórmula de M. Meizoso:
· El CM medio es por tanto:
Una vez más se aplican los cambios al diseño actual. Mediante transformación paramétrica y
manteniendo constante el coeficiente de bloque, se varia el valor del coeficiente de
afinamiento de la maestra.
Por otra parte en el aspecto actual del diseño se puede observar cómo ha mejorado el aspecto
general del buque, retomando ligeramente su diseño inicial, aunque adquiriendo unas formas
más “llenas”, aumentando la superficie plana del fondo de la sección central y reduciéndose la
curvatura de los ángulos entre fondo y costados.
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De la transformación se obtiene la siguiente tabla de hidrostáticas:
Displacement 98586,897 tonne
Volume 96182,338 m^3
Draft to Baseline 13,661 m
Immersed depth 13,665 m
Lwl 275,128 m
Beam wl 39,31 m
WSA 14280,4 m^2
Max cross sect area 519,655 m^2
Waterplane area 9434,992 m^2
Cp 0,673
Cb 0,651
Cm 0,975
Cwp 0,872
LCB from zero pt -146,332 m
LCF from zero pt -150,232 m
KB 7,906 m
KG 3,102 m
BMt 11,566 m
BMl 492,525 m
GMt 16,371 m
GMl 497,33 m
KMt 19,472 m
KMl 500,431 m
Immersion (TPc) 96,709 tonne/cm
MTc 1782,087 tonne.m
RM at 1deg = GMt.Disp.sin(1) 28167,305 tonne.m
Precision Medium 50 stations
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Siendo esta su curva de áreas:
Se puede observar que difiere bastante de la inicial, se ha producido un incremento del área y
una mayor progresividad en su aspecto. Esto está claramente debido a las variaciones de
coeficientes de formas, principalmente el coeficiente de bloque y, algo menos, el coeficiente
de la mayor. Por otra parte la variación en sus proporciones y calados también tiene influencia.
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1.6 Determinación del coeficiente prismático:
El coeficiente prismático se define como la relación entre el volumen de la carena y el de un
cilindro de generatrices horizontales y paralelas a la eslora, que tengan la misma longitud que
el barco, y cuya sección recta sea la cuaderna maestra del mismo.
Según la primera aproximación, calculando Cp mediante la fórmula CB/CM, se obtiene el
primer dato, que posteriormente es comparado con los obtenidos de la gráfica de
H.E.Saunders y de la fórmula de L.Troost.
· Cálculo directo del CP:
· Cálculo mediante aproximación a gráfica H.E.Saunders y posterior comprobación:
En la gráfica inferior se puede observar que el valor entra en el rango, coincidiendo con
el cuarto superior de la zona Fn=0,25
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· Cálculo mediante fórmula de L.Troost:
· Resultando una media de:
Debido a que el coeficiente prismático depende, al fin y al cabo, de la relación entre
coeficiente de bloque y coeficiente de la mayor, no puede modificarse sin variar estos, por lo
que la transformación paramétrica no es posible. De cualquier manera, del estudio anterior se
deduce que el valor actual del diseño es muy aproximado, por lo tanto válido. De cualquier
forma, el valor de Cp que se empleará en los cálculos será, para aproximarse a la realidad, el
del diseño.
1.7 Determinación coeficiente de flotación:
A pesar de que el CWP viene condicionado por CB y CM, puede variar ligeramente en función
del diseño de la carena, atendiendo a la curvatura de las secciones de la carena. Para la
determinación del CWP se emplean las fórmulas de Schneekluth y J.Torroja.
· Cálculo del coeficiente de flotación mediante la fórmula para secciones normales de
Schneekluth:
· Cálculo mediante la fórmula de J.Torroja con parámetro G=0 debido a la forma en U
del casco:
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1.8 Determinación de la posición longitudinal del centro de carena:
La posición del centro de carena XB es un parámetro importante en la velocidad y afinamiento
del casco. Se debe procurar que el centro de gravedad coincida con este punto, aunque no
siempre es posible debido al reparto de cargas. En la primera aproximación, mediante la
fórmula de L.Troost, se determina XB para que la resistencia a avance sea mínima.
Posteriormente se compara en una gráfica, según MARIN (Holanda), determinando el
porcentaje de desplazamiento positivo del XB desde el centro matemático de la carena.
· Cálculo mediante fórmula de L.Troost:
· Cálculo mediante gráfica propuesta por el canal de experiencias hidrodinámicas
MARIN:
Entrando en la gráfica con el valor de CB de 0,64 en las ordenadas, se observa el
resultado de desplazamiento porcentual del XB en un valor aproximado del -0,8%.
· Valor final calculado de posición del centro de carena:
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· Posición medida con respecto a la perpendicular de popa:
1.9 Determinación de la longitud del cuerpo cilíndrico:
De esta medida dependen parte de los costes de fabricación del casco, los cuales se verán
reducidos si dicha medida es mayor. La longitud del cuerpo cilíndrico depende del llenado de
las formas del casco y su resultado expresa un porcentaje con respecto al LWL total, en una
fórmula de aproximación a una tabla de consideraciones hidrodinámicas (A. Lindblad,
Chalmers University):
Por lo que la longitud del cuerpo cilíndrico es:
Se puede apreciar tras este cálculo que es un valor inapreciable con respecto a la eslora del
buque, por lo que, al contrario de un buque de formas “llenas” no existe un cuerpo cilíndrico
destacable. De ahí que observando el diseño no se aprecie y punto claro en que se detenga la
curvatura que define el plano del fondo, así como tampoco de los costados.
1.10 Aproximación de los parámetros calculados a los del diseño: Debido a que anteriormente, por evitar una precisión excesiva que podría perderse en
posteriores modificaciones, las medidas principales del casco fueron simplemente
aproximadas, se procede a su corrección. Esta se lleva a cabo una vez más variando las
proporciones en la relación adecuada y siempre procurando mantener el resto de parámetros
intactos.
· Se ha eliminado la deformación que se había generado en las líneas de costado de la
sección de proa así como de popa. Esto se ha realizado desplazando verticalmente los
puntos de control superiores en plano transversal, lo que ha redundado en una
reducción del francobordo.
· Se ha ajustado el calado desplazando verticalmente la pieza completa.
· Se han ajustado, mediante transformación paramétrica, los valores de posición del
centro de carena, coeficiente de la maestra y coeficiente de bloque, redundando en un
aumento del coeficiente prismático a la par que un aumento del volumen desplazado.
· Se ha reajustado el coeficiente de la maestra que quedaba en un valor de 0,986,
debido a que generaba un volumen desplazado excesivamente elevado a la par que
comprometía en exceso la hidrodinámica del casco. El resultado ha sido un aumento
del coeficiente prismático a la vez que una reducción del volumen desplazado. Las
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formas han mejorado ligeramente, quedando el coeficiente de la maestra en un valor
de 0,961, considerándose muy similar al calculado, a saber, 0,976.
El diseño del casco queda con el aspecto, que sigue siendo incorrecto, descrito en anexos:
(Anexo 1.11.1)
Los resultados en la tabla de hidrostáticas son los descritos en anexos: (Anexo 1.11.2)
La curva de áreas también ha variado, adquiriendo una tendencia en la entrada que se
asemeja a la inicial, quedando de la forma descrita en anexos: (Anexos 1.11.3)
1.11. Diseños favorables de las zonas de proa y popa:
La mayor influencia hidrodinámica de las formas se encuentra en los extremos de popa y proa,
siendo estos, normalmente, zonas inútiles para la estiba y manejo de la carga.
En el bulbo de popa se disponen el propulsor y el timón, por lo que su diseño afecta al
rendimiento propulsivo y a la maniobrabilidad, lo que en conjunto también influye en la
capacidad de evolución del buque. Las formas de popa deben proyectarse para estabilizar el
flujo previamente a su paso por la hélice. Las líneas sumergidas del casco, en especial las zonas
planas, generan un flujo enrarecido reduciendo la homogeneidad del campo de flujos en la
estela. Generando las formas apropiadas para redistribuir el flujo, así como dando una
separación correcta de las palas de la hélice a las zonas planas del casco, se reducen las
vibraciones y cavitación. Esta zona debe también considerar el diámetro de diseño de la hélice,
debiendo dar cabida a esta además de los huelgos previamente considerados.
Otro parámetro fundamental es la inmersión de la hélice. Se debe garantizar la inmersión de la
hélice suficiente para todas las situaciones de navegación del buque, considerándose la menos
favorable aquella en que el buque arriba en lastre y con un 10% de los consumos. En este caso
la inmersión debe ser de un mínimo de 0,1 del diámetro de la hélice sobre su punto mas alto.
La inmersión correcta de la hélice evita fenómenos de ventilación, así como de campos de
presiones excesivamente descompensados.
En buques con alto coeficiente de bloque y de una hélice, es conveniente, a pesar del aumento
de resistencia que causa la existencia de protuberancias en las partes bajas de las formas de
popa, la colocación de un bulbo de popa. Esto uniformiza y regulariza el flujo de agua a la
entrada de la hélice, retrasando el desprendimiento de la capa límite, aumentando el
rendimiento del propulsor al mejorar la distribución de la estela.
La zona de proa depende del coeficiente de bloque, pudiendo ser lanzada o vertical en función
de que las formas sean finas o llenas respectivamente. Por otra parte debe prestarse atención
al ángulo de entrada, en la línea de entrada de la flotación al calado del proyecto, definido por
la fórmula (Edward V. Lewis, SNAME):
*Entendiéndose un trimado igual a cero.
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 24
Por otra parte el abanico de la parte superior se estudia a fin de prevenir el incremento de
resistencia por olas rompientes, así como rociones en las zonas de maniobra de proa.
La decisión sobre la conveniencia de un bulbo es parte del proceso de diseño, siendo un
elemento crítico ya que, de su buen diseño, el cual es específico para cada buque, depende la
mejora del comportamiento y prestaciones. En caso de estar mal diseñado produciría un
incremento de la resistencia indeseable.
Un bulbo adecuadamente diseñado proporciona una disminución del tren de olas generado,
por lo que disminuye la resistencia por formación de olas, amortigua la resistencia parasitaria
por olas rompientes y produce un flujo plano en la proa reduciendo la resistencia residual
viscosa. Por otra parte produce un aumento inevitable en la superficie mojada por lo que
aumenta la resistencia de fricción.
Por tanto la aplicación de un bulbo es positiva siempre que la suma de las reducciones de las
resistencias por formación de olas, por olas rompientes y residual, superen el aumento de la
resistencia de fricción.
Se pueden catalogar los bulbos de proa en tres tipos, según su forma:
· Bulbos tipo delta: concentran el volumen en la parte baja y se consideran apropiados
para buques con grandes variaciones de calado. Reduce su efecto a medida aumenta
el calado y produce malos resultados en navegaciones con calados reducidos y mala
mar.
· Bulbos elípticos y circulares: apropiados para buques que navegan habitualmente en
condiciones de mala mar.
· Bulbos tipo nabla: concentran el volumen en la parte alta y se consideran apropiados
en buques que navegan en dos situaciones de calado claramente diferenciadas. Dan
buenos resultados en mala mar.
1.12 Simulaciones hidrodinámicas y adecuación de las líneas: Del casco obtenido con las medidas más fieles posibles, se realizan unas simulaciones,
obteniendo los patrones de olas que genera.
Para realizar esta tarea se comienza haciendo una simulación del casco original, utilizando el
programa Hullspeed (Formation Design Systems Pty Ltd), extrayendo datos y comparaciones
con respecto al diseñado. Para dicha tarea, se importa el diseño de Maxsurf, aplicándole los
criterios de análisis por velocidad o, en este caso, por número de Froude, a partir del cual el
programa determina automáticamente la velocidad del casco. Se consigue mediante este
programa, no solo la simulación, si no el cálculo de la resistencia así como de la potencia
mediante el método de J.Holtrop, aunque este ha sido realizado manualmente por presentarse
más interesante a nivel conceptual. Cabe señalar que para conseguir simulaciones
equivalentes, debido aquí a la diferencia de esloras entre modelo inicial y final, se realizan los
ensayos a igualdad de Número de Froude, a saber; 0,25.
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 25
Del patrón de olas del modelo original se extraen los siguientes datos, en planos de planta y
perfil, pudiéndose observar en anexos: (anexos 1.12.1 y 1.12.2, respectivamente)
Por otra parte se simula ahora el casco modificado, pudiéndose observar que la entrada en
proa ha variado con respecto a la original, quedando redondeada y reduciéndose la acción del
bulbo. Por otra parte, en la popa se genera otro patrón de salida, apreciable en anexos: (anexo
1.12.3)
En la vista de perfil se observa como se ha generado una ola mucho mayor, en especial a la
entrada en la proa, perdiendo por tanto potencia en concepto de resistencia por formación de
olas. Se aprecia por otra parte que el bulbo no está generando el mismo tipo de ola que
inicialmente, por lo que esta nace en los costados generando un patrón distinto al original, una
vez más en anexos: (anexo 1.12.4)
Las formas resultantes mediante transformación paramétrica no son correctas, debido a que,
tal como se ha visto antes, la variación del coeficiente de bloque por este método, produce
cambios perjudiciales en las formas de proa y popa, es especial en el bulbo. Esto último se ha
podido comprobar tras las simulaciones. Por tanto, se realizan modificaciones en el casco,
procurando adecuarlo al original de la siguiente manera:
· Se reinicia la transformación paramétrica del caco, esta vez variando calado, eslora y
manga mediante transformación y no mediante proporción o desplazamiento de la
pieza.
· Se aumentan 30m de eslora desplazando las mitades de proa y popa dese un volumen
cilíndrico central, de manera tal que se aumenta el coeficiente de bloque, no
quedando todavía ajustado totalmente.
· Se aumenta ligeramente el coeficiente de la mayor manualmente, lo que redunda en
una menor deformación de los ángulos de proa y popa al variar el coeficiente de
bloque.
· El coeficiente de bloque no se modifica antes, si no después de modificar el calado, lo
que resulta en otro tipo de formas tras la transformación, comprometiendo menos el
ángulo de entrada en la proa y, en especial, la forma y longitud del bulbo de proa. La
transformación paramétrica para este aumento supone solo una parte del total
necesario.
· La mayor parte del aumento del coeficiente de bloque se realiza de forma manual,
ajustando las formas del buque, principalmente del volumen central.
· Se ha obtenido un ángulo cerrado en la popa, similar al del modelo inicial, gracias al
cambio en los procedimientos tanto de ajuste de calado como de aumento del
coeficiente de bloque.
· Los bulbos de proa y popa, así como los ángulos de entrada y salida, no han sufrido
cambios sustanciales por lo que se entienden hidrodinámicamente eficientes.
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De la simulación de este nuevo casco se obtienen los siguientes resultados:
Se puede observar en esta vista que los ángulos de entrada y salida ya se asemejan a los del
modelo original. Es destacable el ángulo de salida en la popa, ahora cerrado, que modifica una
vez más el patrón de olas en su salida, quedando muy similar al original, ver anexos: (anexo
1.12.5)
En la vista de perfil se observa como el patrón de olas a lo largo de la eslora ha aumentado
ligeramente, pero se ha reducido en su entrada por los costados, manteniendo el empuje
vertical del bulbo de proa, ver anexos: (Anexo 1.12.6)
Quedando definido el diseño del buque como sigue:
El aspecto del diseño, visible en anexos: (anexo 1.13.1)
Tabla de hidrostáticas, visible en anexos: (Anexo 1.13.2)
Curva de áreas, visible en anexos: (Anexo 1.13.3)
2. Determinación de la potencia propulsora:
Se trata aquí de determinar la potencia requerida en la planta propulsora, la cual viene
determinada por unos parámetros básicos amén de otras interacciones que no se tendrán en
cuenta en este estudio por falta de medios, a saber, el número de propulsores y las
interacciones de los flujos de la hélice en la carena así como la naturaleza de los flujos
alterados que atraviesan la hélice. El ángulo de caída de las palas de la hélice, el que sea o no
de paso ajustable, amén de otros parámetros del diseño de esta, redundan en el rendimiento
de la hélice.
Para el cálculo de la resistencia al avance se emplea el método de J.Holtrop y G.G.J.Mennen
como sigue:
Obtenida la potencia desarrollada por el propulsor, se calcula los rendimientos y coeficientes
que le preceden para así obtener una aproximación de la potencia mínima necesaria en el
motor.
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2.1. Cálculo de la resistencia de origen viscoso Rv: La resistencia de origen viscoso depende de la resistencia de fricción así como del factor de
formas del casco.
El factor de forma genera un factor correctivo a partir del análisis de las formas y superficies
sumergidas y su interacción con el fluido.
Por otra parte, la resistencia de fricción depende de los siguientes factores:
· Eslora: El aumento de la eslora puede redundar en una menor resistencia de fricción
siempre que su aumento se realice a igualdad de superficie mojada. Esto es una
consecuencia de la fórmula de la ITTC para el cálculo del coeficiente de fricción,
descrita más abajo, ya que el aumento de la eslora produce un aumento del número
de Reynolds, disminuyendo el valor del coeficiente.
· Velocidad: de la propia fórmula se extrae la conclusión de que el aumento de
velocidad produce un aumento exponencial de la resistencia de fricción.
· Superficie: genera un aumento de esta resistencia en una relación lineal.
· Rugosidad: tiene un efecto importante en la resistencia, siendo un casco mas eficiente
cuanto menor sea la rugosidad de su superficie.
· Temperatura: De la temperatura del agua depende la viscosidad cinemática, por lo que
de ella depende también el número de Reynolds, por lo que, en extensión, afecta al
coeficiente de fricción. Cuanto mayor sea la temperatura del agua, menor la
resistencia.
Sin más, la resistencia de origen viscoso se calcula como sigue:
Donde el coeficiente de resistencia de fricción se calcula (ITTC 1957):
Siendo el número de Reynolds (ITTC 1978):
*tomando la viscosidad cinemática del agua salada a 15ºC
Por otra parte, el factor de forma (1+k) se calcula (J.Holtrop y G.G.J. Mennen,
International Shipbuilding Progress 1982):
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Siendo el coeficiente función de las formas de popa C:
*tomando como valor el de popas en V
Pudiéndose estimar el valor RUNL , mediante fórmula propuesta por MARIN, como:
2.2. Cálculo de la resistencia de los apéndices Rap:
La resistencia de los apéndices, al entenderse como una superficie sumergida que
teóricamente no produce interacciones en la interfaz agua-aire, se concibe como una
resistencia únicamente de fricción. Es por ello que en su cálculo se incluye el coeficiente de
fricción previamente calculado.
Por otra parte, para realizar este cálculo se debían conocer anteriormente las superficies de los
apéndices, de las cuales se conocían bulbo y henchimiento, a falta de conocer la del timón.
Para ello se realiza el proyecto del timón, calculando su superficie como posteriormente se
indica.
Para los factores de forma (1+k2) de los apéndices se emplean valores típicos aceptados,
siendo:
· 1,4 para el timón en buques de un eje.
· 2,0 para el henchimiento
Donde la fórmula para determinar el factor de formas total es:
Siendo la fórmula para el cálculo de la resistencia:
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2.3. Cálculo de la resistencia por formación de olas Rw que tiene en cuenta la
resistencia del bulbo:
La resistencia por formación de olas resulta muy importante en buques de superficie, siendo
más importante su valor en el cómputo resistivo final, cuanto mayor sea su número de Froude.
Cuando el buque avanza, genera un sistema de olas, llamado sistema de Kelvin, compuesto de
dos trenes de olas, transversal y divergente, cuya generación se consigue a partir de la
absorción de energía del casco en su avance. Esta energía absorbida es proporcional a la altura
de la ola al cuadrado, proporcionando este aumento de altura el aumento de la longitud, lo
que viene ocasionado por el aumento de velocidad. De ahí que el número de Froude tenga
especial incidencia en este efecto.
Sin más, el cálculo de la resistencia por formación de olas, se realiza como sigue (J.Holtrop y
G.G.J. Mennen, International Shipbuilding Progress 1982):
· Siendo C1:
Donde C4:
*tomando esta forma debido al rango del valor 0,11<B/LWL<0,25
· Siendo por otra parte m1:
Donde C5:
*tomando esta forma debido al rango del valor Cp<0,8
· Siendo por otra parte m2:
Donde C6= -1,69385 debido al rango del valor LWL3/DISV<512
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· Siendo por otra parte lan:
*tomando esta forma debido al rango del valor LWL/B<12
· Siendo por otra parte C2, que tiene en cuenta el bulbo por lo que es distinto a uno:
Donde C7:
*siendo ABT el área transversal del bulbo=68,38m2
*siendo HB la altura del centro de gravedad del bulbo=7,546m
*siendo TF el calado a proa igual al calado medio por entenderse trimado nulo.
Siendo por último C3 el efecto adicional de la inmersión de la popa de espejo, por lo
que se le da el valor C3=1 debido a que no existe espejo sumergido.
2.4. Calculo de la resistencia de correlación modelo-buque que tiene en
cuenta la rugosidad del casco y la resistencia de aire, (J.Holtrop y G.G.J.
Mennen, International Shipbuilding Progress 1982):
Siendo Ca, para condiciones ideales de pruebas:
Donde C4 toma el valor 0,04 debido al rango T/LWL>0,04
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2.5. Estimación del coeficiente de estela:
La estela genera un factor propulsivo, por lo que influye en el rendimiento del conjunto y, en
particular, de la hélice. La hélice está posicionada cerca del casco de forma que, como ya se ha
introducido anteriormente, la hélice atraviesa un flujo enrarecido procedente del casco y las
capas de fluido adyacentes. Este efecto produce que la velocidad media del flujo de agua en la
hélice sea distinta a la de avance del casco. El coeficiente de estela se calcula como sigue (J.
Holtrop, “A statistical re-analisis of resistance and propulsion data”, International Shipbuilding
Progress, 1984):
· Cálculo del coeficiente C9 que depende del C8 de la forma que sigue:
*tomando esta forma debido al rango del valor B/TA<5
*tomando esta forma debido al rango del valor C8<28
· Cálculo del coeficiente C20 para el que se emplea el valor calculado anteriormente
Cstern:
1,15
· Cáculo del coeficiente de resistencia viscosa Cv:
· Cálculo del coeficiente C11 que depende del diámetro del propulsor:
*tomando esta forma debido al rango del valor TA/DP<2
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· Cálculo del coeficiente CP1 que depende del coeficiente prismático y de la posición del
centro de carena:
· Cálculo del coeficiente C19 que depende de los coeficientes prismático y de bloque:
2.6. Estimación del diámetro de la hélice propulsora:
Entre otras cosas, el cálculo pretende establecer un diámetro apropiado del propulsor que
permita controlar su inmersión en situaciones de navegación en lastre, así como la verificación
de los huelgos entre la hélice y el casco. Esos huelgos tienen una gran influencia para reducir
las vibraciones excitadas por la hélice.
Cabe señalar que es un cálculo aproximativo, ya que únicamente tiene en cuenta el número de
revoluciones y la potencia del motor, sin considerar el número de palas de la hélice, o su caída,
lo cual influye notablemente en sus características. De cualquier manera es una fórmula, a
modo de aproximación a la gráfica, que no tiene en cuenta el número de palas, para continuar
con el cálculo anterior (M.W.C. Oosterveld y Van Oossanen, “Representation of propeller
cjaracteristics suitable for preliminary ship design studies”, SNAME):
Debido a que en este punto todavía no se conoce la potencia del motor, se debe realizar una
estimación. Para ello se debe volver a la tabla de características de buques similares y realizar
una regresión, siendo suficientemente precisa la que compara potencia y toneladas de peso
muerto, visible en anexos: (Anexo 2.1)
Por otra parte y debido a que, incluyendo los huelgos mínimos con la zona contigua del casco,
en su medida sobre el plano del proyecto, desde el centro del henchimiento hasta la línea
base, la hélice podría obtener un diámetro superior a 10 metros, se escoge una velocidad de
giro menor. Esto es debido a que un mayor diámetro permite una velocidad de giro menor lo
que, entre otras cosas, reduce la exigencia mecánica, así como la aparición de cavitación.
En la gráfica inferior, que se obtiene de la fórmula anterior, se estima, en función de la curva
de 100rpm y la potencia calculada, un diámetro del propulsor aproximado de 8,7m. Por tanto
se observa que el resultado de la fórmula es correcto y que no habrá problemas en cuestión de
huelgos.
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2.7. Estimación del coeficiente de succión:
La succión viene generada por el aumento de velocidad que experimenta el flujo por delante
de la hélice. Este efecto debido a la succión de la hélice, produce un aumento de los esfuerzos
de cizalla en la capa límite, incrementa la resistencia de fricción del casco en la zona contigua,
reduce la presión en las zonas de popa por lo que disminuye este empuje hidrodinámico y, por
último, aumenta la resistencia de presión. Una forma de reducir el efecto de desprendimiento
de la capa límite en la zona de popa anterior al propulsor consiste en que el diseño de las
zonas de popa sea tal que, generando una separación de la capa límite, la succión del
propulsor consiga una reducción del gradiente de presiones desfavorables, consiguiendo una
anulación del conjunto.
Del efecto que tiene la succión sobre el casco es causa el que la fuerza de empuje aportada por
la hélice deba ser superior a la resistencia del casco.
El coeficiente de succión se calcula como sigue (J. Holtrop, “A statistical re-analisis of
resistance and propulsion data”, International Shipbuilding Progress, 1984):
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2.8. Estimación del coeficiente rotativo relativo:
Este coeficiente viene determinado por el rendimiento en la estela, en el ensayo real, el cual
varía del ensayo del propulsor en aguas abiertas, principalmente debido al nivel de
turbulencias en el flujo causadas por el paso del casco. Este flujo no uniforme causa pérdida de
potencia debido a que las palas de la hélice no actúan por igual en todo su recorrido así como
a lo largo de su superficie (J. Holtrop, A statistical re-analisis of resistance and propulsion data,
International Shipbuilding Progress, 1984).
· Donde la relación de área-disco del propulsor RAD es:
*tomando k el valor 0,2 para cascos de un solo eje
o Siendo el empuje Tr:
o Siendo el valor (p0-pv):
El rendimiento del propulsor en aguas libre se calcula:
Debido a que todavía no se conocen los datos de empuje y par ya que no se ha seleccionado
motor, así como tampoco el avance del buque en la maniobra de evolución (ADVC), se emplea
la fórmula aproximativa descrita por (L.K. Kupras, “Optimisation method and parametric study
in precontracted ship design”, International Shipbuilding Progress, 1971):
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2.9. Estimación del rendimiento total:
El rendimiento total se obtiene aplicando la siguiente fórmula en la que, debido a que no se
conoce el rendimiento de la línea de ejes, se hace una primera estimación mediante valores
típicos, a saber, 0,95 (M.W.C. Oosterveld y Van Oossanen, “Representation of propeller
cjaracteristics suitable for preliminary ship design studies”, SNAME):
2.10. Otras consideraciones:
Antes de determinar la potencia necesaria en la planta propulsora, se deben tener en cuenta
los siguientes factores:
· El margen de mar, que supone un aumento de potencia del 15%, se aplica para tener
en consideración las condiciones de navegación, en las cales se deben obtener los
criterios de velocidad exigidos.
· El margen adicional de motor, que supone un aumento de potencia del 10%, se aplica
para disminuir los costes de mantenimiento del mismo.
De esta forma, la potencia requerida en la planta propulsora es de:
Queda patente que, atendiendo al cálculo realizado sobre la potencia requerida atendiendo a
los modelos de la tabla, la potencia a instalar resulta excesiva. Para ajustar este valor se varían
las formas del casco, de forma que no se comprometen las dimensiones principales ni la
capacidad de carga en exceso.
De la modificación del casco resultan los siguientes valores, que se aplicarán de nuevo al
cálculo de la resistencia:
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Siendo esta su tabla de hidrostáticas:
Displacement 78644,052 tonne
Volume 76725,905 m^3
Draft to Baseline 13,846 m
Immersed depth 13,844 m
Lwl 275,8 m
Beam wl 39,31 m
WSA 12814,621 m^2
Max cross sect area 511,008 m^2
Waterplane area 8158,148 m^2
Cp 0,544
Cb 0,511
Cm 0,948
Cwp 0,752
LCB from zero pt -139,829 m
LCF from zero pt -150,687 m
KB 8,131 m
KG 3,286 m
BMt 11,375 m
BMl 426,823 m
GMt 16,22 m
GMl 431,668 m
KMt 19,506 m
KMl 434,954 m
Immersion (TPc) 83,621 tonne/cm
MTc 1230,895 tonne.m
RM at 1deg = GMt.Disp.sin(1) 22261,739 tonne.m
Precision Medium 50 stations
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Los cálculos de resistencias quedan en los valores que siguen:
· Rv=1655,45 kN
· Rapp=51,93 kN
· Rw=462,78 kN
· Ra=297,41 kN
· Rt=2472,11 kN
· Pr=31791 kW
Obteniendo la potencia a instalar mediante los siguientes rendimientos:
· ETAR= 0,912
· ETA0= 0,752
· w= 0,231
· t= 0,202
· ETAM= 0,95
· ETAP= 0,676
Resultando la potencia mínima a instalar:
PB= 61452,27 kW
2.11. Elección de la planta propulsora y la hélice:
2.11.1. Elección de la hélice:
Para la determinación de la hélice, se determina su condición de funcionamiento, condición de
máximo rendimiento, haciéndolo mediante las curvas para selección de propulsores de
Wageningen. Los datos sobre los que se calcula la hélice se determinan de la siguiente forma:
*Donde Z=5 es el número de palas seleccionado.
*Donde D=8,77m es el diámetro de la hélice aproximado por la fórmula.
*Donde k=0,2 tomando este valor para buques de una hélice.
· Siendo el empuje T:
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· Siendo el valor (p0-pv):
*Donde ho=5,21m en altura del eje desde la línea base.
Para emplear las curvas de Wageningen se requiere calcular también los coeficientes J, y de
empuje Kt. Siendo:
· Hallando sus valores para diferentes rangos de revoluciones:
o
o
o
o
o
Siendo por otra parte J:
· Siendo Va va velocidad de avance de la hélice:
· Hallando sus valores para diferentes rangos de revoluciones:
o
o
o
o
o
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Sabiendo ahora estos datos, se aplican las curvas correspondientes a hélices de 5 palas con
Ae/Ao=0,8:
Pudiéndose observar que, efectivamente, la hélice aportará su mayor rendimiento en el rango
de 100rpm, siendo este, aproximadamente, de un 63%.
2.11.2. Elección de la planta propulsora:
Para la elección de la planta propulsora se hace uso de la tabla de potencia-revoluciones de un
motor de serie. Las potencias están representadas por cilindros, adquiriendo este motor un
valor de 63.000 kW con once cilindros. Es por ello que se divide la potencia obtenida entre
once para ser representada en la gráfica.
De esta gráfica se obtiene que el motor responderá correctamente dentro de su rango de
funcionamiento, representado por el cuadrilátero encerrado en los puntos L1, L2, L3 y L4, aun
aplicándole el margen de mar.
La línea sobre la que se aplica el margen de mar corresponde a un rango de revoluciones de un
3% inferior a la nominal, que en este caso se ha ajustado, por requerimientos, a 101 rpm.
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3. El proyecto del timón:
3.1. Área del timón:
Para el proyecto del timón se comienza calculando el área, en primer lugar, por la fórmula Det
Norske Veritas:
En segundo lugar por la fórmula propuesta por Japón en IMO:
· Siendo el coeficiente k1:
· Siendo el coeficiente k2:
Quedando por tanto la superficie media en el siguiente valor, resultando correcto ya que
supone un 2,2% respecto del producto LWL·T, siendo:
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3.2. Huelgos entre la hélice y el timón:
Estas medidas son obtenidas en base a las recomendaciones de la Det Norske Veritas:
3.3. Relación de aspecto:
La relación de aspecto se obtiene del cociente entre la altura y la longitud media del timón,
siendo cercano a 1,5. La atura del timón debe ser tal que la pala pueda abarcar, al menos, el
chorro de la hélice.
Se da a la altura un valor de 9,6m, de manera que abarca una medida mayor al diámetro de la
hélice. Por otra parte se da a la longitud un valor de 6,15, obteniendo un timón rectangular
que cumple con la relación:
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3.4. Compensación:
Se halla la compensación sabiendo que:
· El área de la pala a proa de su eje de giro debe ser aproximadamente el 20% de la
total.
· La longitud de la parte compensada no debe exceder del 35% de la longitud total del
timón.
3.5. Potencia de giro de la pala:
Este cálculo sirve a modo de estimación y da una idea de la potencia necesaria en el
servomotor que acciona el giro de la pala usando, una vez más, un ángulo de 35º. El giro del
timón de una banda a otra, aplicando la normativa de SOLAS, debe hacerse en un tiempo de
28 segundos.
3.6. Maniobrabilidad:
3.6.1. Diámetro de giro:
3.6.2. Diámetro de evolución:
Lo cual corresponde a un valor de 4.92 respecto a LWL, con lo que entra en la reglamentación
de la IMO que requiere no superar este valor a 5LWL.
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3.6.3. Avance:
Empleando la fórmula para buques de una hélice:
Lo cual corresponde a un valor de 3,94LWL, cumpliendo la reglamentación que impide exceder
dicho valor de 4,5LWL.
3.6.4. Facilidad de parada:
Con este cálculo se determina la distancia recorrida por el buque en caso de parada brusca
para prevenir colisiones debiendo, el valor de la distancia recorrida, no exceder de
15LWLsegún la normativa aplicable:
Donde PBA es la potencia del buque en retroceso:
Siendo la distancia recorrida en parada brusca:
Lo cual corresponde a un valor de 9,86LWL, por lo que entra en la normativa.
3.6.5. Cálculo de los empujadores transversales:
En primer lugar se calcula el empuje lateral necesario, el cual depende, según una tabla de
valores, del tipo de buque, su área proyectada, ya sea de obra viva u obra muerta, incluyendo
en esta última los contenedores.
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4. Desplazamiento:
El desplazamiento de un buque viene descompuesto en peso en rosca y peso muerto,
añadiéndose, si se tuviera, el lastre fijo.
El peso en rosca integra todos los pesos del buque listo para navegar con los fluidos en
aparatos y tuberías, excluyendo la carga, pasaje, tripulación, pertrechos y consumos.
Los valores del peso y centro de gravedad aquí definidos, pueden ir variando a medida se
progresa en la consecución del proyecto, siendo, posteriormente calculados con mayor
precisión.
4.1. Peso en rosca y su centro de gravedad:
En este punto, previamente a su cálculo, cabe determinar las tres partes en las que se divide el
peso en rosca y sus componentes, siendo:
· Elementos de la estructura:
o Fondos y dobles fondos.
o Mamparos transversales.
o Mamparos longitudinales.
o Tanques estructurales.
o Cubiertas intermedias.
o Bloque de popa.
o Bloque de proa.
o Forro exterior.
o Cubierta superior.
o Toldilla.
o Ciudadela.
o Castillo.
o Plataformas.
o Brazolas de escotilla de bodegas de carga.
o Troncos de acceso.
o Cajas de tomas de mar.
o Amuradas.
o Cubiertas de habilitación.
o Mamparos exteriores de habilitación.
o Guardacalor.
o Mamparos interiores de acero.
o Chimenea.
o Casetas.
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 47
Siendo su cálculo (D.G.M. WATSON Y A.W. GILFILLAN. “Some ship design methods”.
Transactions of RINA, 1979 pág 279):
*Donde E toma su valor del cálculo:
*Donde CB80D toma su valor del cálculo:
*Donde k toma, para portacontenedores, el valor 0,033 según la tabla:
· Elementos del equipo y de la habilitación:
o Protección anticorrosiva y cementados.
o Equipo de amarre y fondeo.
o Equipo de navegación.
o Equipo de gobierno.
o Equipo de salvamento y contraincendios.
o Almacenamiento o contención y manipulación de la carga.
o Cierres diversos y accesos.
o Habilitación.
Siendo su cálculo (Cálculo por factor de experiencia propuesto por los autores “El
proyecto básico del buque mercante”):
*Donde ke toma el valor para portacontenedores de 0,33.
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 48
· Conceptos de la maquinaria:
o Maquinaria propulsora.
o Línea de ejes, reductores, chumaceras y bocinas.
o Hélice.
o Sistemas de combustible, aceite, aire comprimido de arranque y control,
refrigeración, vapor principal, vapor auxiliar, generación de agua caliente,
lastre, sentinas, baldeo y contra-incendios, sanitario.
o Grupos electrógenos principales.
o Grupos de socorro, de puerto y de emergencia.
o Exhaustación en cámara de máquinas.
o Pisos y tecles en cámara de máquinas.
o Ventilación mecánica de la cámara de máquinas.
o Pañoles y talleres en cámara de máquinas.
o Aparatos de desmontaje en cámara de máquinas.
o Cuadros eléctricos principales y secundarios.
o Generadores acoplados a líneas de ejes.
o Transformadores.
o Baterías y grupos convertidores.
o Alumbrado.
Siendo su valor, obtenido de las características técnicas del fabricante del motor
anteriormente considerado:
Para el resto de la maquinaria propulsora:
*Donde km toma el valor para portacontenedores de 0,63.
Otros elementos en la cámara de máquinas:
Peso de la línea de ejes fuera de la cámara de máquinas:
*Donde kne toma el valor 1 para buques de una hélice.
*Donde Leje se supone de la suma LPPp+2TEU(m)+4Huelgo long(0,9m)=15,8m
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 49
Siendo por tanto el desplazamiento del buque sin carga:
· Centro de gravedad de la estructura de acero:
· Centro de gravedad del equipo y habilitación:
· Centro de gravedad de la maquinaria:
4.2. Volúmenes y superficies de los espacios de carga:
4.2.1. Pique de proa:
Las fórmulas detalladas vienen recogidas de Sociedades de Clasificación, las cuales determinan
que su longitud debe estar comprendida entre ambos valores:
· Eslora mínima:
· Eslora máxima:
De cualquier manera, las medidas del pique de proa deben ser suficientes para garantizar un
calado mínimo a proa en condición de lastre de 0,04LWL, así como para evitar un excesivo
macheteo en mares agitadas. De que se consiga o no el calado mínimo depende del
afinamiento de la carena, y se va ajustando posteriormente su valor.
Por experiencias se puede considerar el valor mas apropiado para su longitud, de un 20 a 40%
superior al mínimo calculado, de manera que se pierda el mínimo espacio de carga posible,
quedando:
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 50
4.2.2. Eslora pique de popa:
Este cálculo se basa en una estimación atendiendo a experiencias en otros buques, de la que
se determina que la eslora del pique de popa debe ser, aproximadamente, un 4%LWL,
quedando:
4.2.3. Cámara de máquinas:
Siendo el volumen de la cámara de máquinas estimado por la siguiente fórmula:
4.2.4. Doble fondo:
La altura mínima bajo la zona de carga viene fijada por requerimientos de resistencia
estructural, pudiendo determinarse por la siguiente fórmula:
4.2.5. Cálculo del número de contenedores y su posible disposición:
Para determinar los contenedores que puede transportar el buque, se han determinado:
· Los volúmenes ocupados por la ciudadela, la cámara de máquinas, el paso del eje de la
cámara de máquinas a la hélice, así como los quiques de proa y popa y el doble fondo.
· El buque es de tipo abierto, sin escotillas en cubierta.
· Los contenedores son de medidas estándar 1 TEU y van apilados en filas de a dos, con
una separación entre ambas debido a las entrebodegas de 705mm.
· El doble casco tuene una anchura de 2,5m.
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 51
Se adjunta una tabla con los valores de las medidas longitudinales en la disposición:
mamparo
Posición X (m)
Entrebodega 0 6,5186
7,2236
Bodega 18 proa 7,9286
popa 14,0246
Entrebodega 1 14,7296
15,4346
Bodega 17 proa 16,1396
popa 28,3316
Entrebodega 2 29,0366
29,7416
Bodega 16 proa 30,4466
popa 42,6386
Entrebodega 3 43,3436
44,0486
Bodega 15 proa 44,7536
popa 56,9456
Entrebodega 4 57,6506
58,3556
Bodega 14 proa 59,0606
popa 71,2526
Entrebodega 5 71,9576
72,6626
Bodega 13 proa 73,3676
popa 85,5596
Entrebodega 6 86,2646
86,9696
Bodega 12 proa 87,6746
popa 99,8666
Entrebodega 7 100,5716
101,2766
Bodega 11 proa 101,9816
popa 114,1736
Entrebodega 8 114,8786
115,5836
Bodega 10 proa 116,2886
popa 128,4806
Entrebodega 9 129,1856
129,8906
Bodega 9 proa 130,5956
popa 142,7876
Entrebodega 10 143,4926
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 52
144,1976
Bodega 8 proa 144,9026
popa 157,0946
Entrebodega 11 157,7996
158,5046
Bodega 7 proa 159,2096
popa 171,4016
Entrebodega 12 202,279
202,984
Bodega 6 proa 203,689
popa 209,785
Entrebodega 13 210,49
211,195
Bodega 5 proa 211,9
popa 224,088
Entrebodega 14 224,793
225,498
Bodega 4 proa 226,203
popa 238,391
Entrebodega 15 239,096
239,801
Bodega 3 proa 240,506
popa 252,694
Entrebodega 16 253,399
254,104
Bodega 2 proa 254,809
popa 266,997
Entrebodega 17 267,702
268,407
Bodega 1 proa 269,112
popa 281,3
Entrebodega 18 282,005
La disposición de los contenedores se ha hecho teniendo en cuenta la curvatura del casco para
determinar la anchura máxima a ocupar con estos.
Habiendo un total de TEU cargados de 5826, se ha sobrepasado el valor inicial de 5500, lo cual
demuestra que las dimensiones son excesivas. Principalmente en manga y eslora debería
encontrarse una solución más ajustada.
En las imágenes en detalle siguientes, los números representan la cantidad de contenedores
que hay en esa fila transversal:
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 53
Detalle de la carga de proa:
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 54
Detalle de la carga de popa:
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 55
Quedando el plano completo como sigue:
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 56
5. Estabilidad del buque intacto:
Se relaciona con las dimensiones y características principales del buque, debiendo cumplir los
requerimientos reglamentarios. Mediante estos métodos aproximativos se evalúa tanto
estabilidad inicial como a grandes ángulos de escora.
5.1. Estabilidad inicial:
5.2. Estabilidad a grandes ángulos de escora:
Para la estabilidad a grandes ángulos de escora, se realiza una relación de valores kMt y kGt
para diferentes ángulos de escora, relacionando el ángulo de escora con kGt.
Para ello se emplea el programa del paquete Maxsurf(Hydromax Pro, Formation Design
Systems), en el cual se importan los datos del casco diseñado anteriormente, se establecen los
parámetros de medida, y se obtiene la curva de estabilidad para grandes escoras.
Este análisis se inicia desde el punto 0º, con el buque adrizado, y se le van dando grados de
inclinación, en este caso a estribor, obteniendo los datos de cada punto, los cuales resultan en
la gráfica inferior de brazos adrizantes. El brazo adrizante se calcula de la relación:
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 57
Se observa en esta gráfica que el valor máximo Gz es de 4,541m a 52,9º de escora, con un GM
a 0º de 7,092m.
Se han aplicado a criterio, siendo cumplidas, las normativas MARPOL 25ª para estabilidad del
buque intacto y el Código IMO A.749 para estabilidad del buque intacto.
A continuación se muestra la tabla de resultados referentes a normativas:
A.749(18) Ch3 - Design criteria applicable to all ships
3.1.2.1: Area 0 to 30 Pass
from the greater of
spec. heel angle 0 deg 0
to the lesser of
spec. heel angle 30 deg 30
angle of vanishing stability 129,8 deg
shall not be less than (>=) 3,151
m.deg
55,236 Pass
A.749(18) Ch3 - Design criteria applicable to all ships
3.1.2.1: Area 0 to 40 Pass
from the greater of
spec. heel angle 0 deg 0
to the lesser of
spec. heel angle 40 deg 40
first downflooding angle n/a deg
angle of vanishing stability 129,8 deg
shall not be less than (>=) 5,157
m.deg
94,249 Pass
A.749(18) Ch3 - Design criteria applicable to all ships
3.1.2.1: Area 30 to 40 Pass
from the greater of
spec. heel angle 30 deg 30
to the lesser of
spec. heel angle 40 deg 40
first downflooding angle n/a deg
angle of vanishing stability 129,8 deg
shall not be less than (>=) 1,719
m.deg
39,013 Pass
A.749(18) Ch3 - Design criteria applicable to all ships
3.1.2.2: Max GZ at 30 or greater Pass
in the range from the greater of
spec. heel angle 30 deg 30
to the lesser of
spec. heel angle 90 deg
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 58
angle of max. GZ 52,9 deg 52,9
shall not be less than (>=) 0,2 m 4,541 Pass
Intermediate values
angle at which this GZ occurs deg 52,9
A.749(18) Ch3 - Design criteria applicable to all ships
3.1.2.3: Angle of maximum GZ Pass
shall not be less than (>=) 25 deg 52,9 Pass
A.749(18) Ch3 - Design criteria applicable to all ships
3.1.2.4: Initial GMt Pass
spec. heel angle 0 deg
shall not be less than (>=) 0,15 m 7,092 Pass
Regulation 25A 2a
2a: Initial GMo Pass
spec. heel angle 0 deg
shall not be less than (>=) 0,15 m 7,092 Pass
Regulation 25A 2b
2b i: Area 0 to 30 Pass
from the greater of
spec. heel angle 0 deg 0
to the lesser of
spec. heel angle 30 deg 30
angle of vanishing stability 129,8 deg
shall not be less than (>=) 3,151
m.deg
55,236 Pass
Regulation 25A 2b
2b i: Area 0 to 40 Pass
from the greater of
spec. heel angle 0 deg 0
to the lesser of
spec. heel angle 40 deg 40
first downflooding angle n/a deg
angle of vanishing stability 129,8 deg
shall not be less than (>=) 5,157
m.deg
94,249 Pass
Regulation 25A 2b
2b i: Area 30 to 40 Pass
from the greater of
spec. heel angle 30 deg 30
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 59
to the lesser of
spec. heel angle 40 deg 40
first downflooding angle n/a deg
angle of vanishing stability 129,8 deg
shall not be less than (>=) 1,719
m.deg
39,013 Pass
Regulation 25A 2b
2b ii: Max GZ at 30 or greater Pass
in the range from the greater of
spec. heel angle 30 deg 30
to the lesser of
spec. heel angle 180 deg
angle of max. GZ 52,9 deg 52,9
shall not be less than (>=) 0,2 m 4,541 Pass
Intermediate values
angle at which this GZ occurs deg 52,9
Regulation 25A 2b
2b iii: Angle of maximum GZ Pass
shall not be less than (>=) 25 deg 52,9 Pass
Regulation 25A 2b
2b iv: Initial GMo Pass
spec. heel angle 0 deg
shall not be less than (>=) 0,15 m 7,092 Pass
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 60
Anexos:
· Anexo 1.1:
· Anexo 1.2:
y = 136,67x + 126,65R² = 0,4643
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
0 10 20 30 40 50
Títu
lo d
el e
je
Título del eje
TEU/B
TEU
Lineal (TEU)
y = 0,1236x - 3133,2R² = 0,6611
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
0 20000 40000 60000 80000 100000
Títu
lo d
el e
je
Título del eje
TEU/DWT
TEU
Lineal (TEU)
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 61
· Anexo 1.3:
· Anexo 1.4:
y = 0,0012x + 192,06R² = 0,2333
250
255
260
265
270
275
280
285
290
295
0 20000 40000 60000 80000 100000
Títu
lo d
el e
je
Título del eje
L/DWT
L
Lineal (L)
y = 434,61x - 4756,2R² = 0,7503
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
0 5 10 15 20 25 30
Títu
lo d
el e
je
Título del eje
TEU/D
TEU
Lineal (TEU)
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 62
· Anexo 1.5:
· Anexo 1.6:
y = 0,0391x + 12,244R² = 0,1148
12,4
12,6
12,8
13
13,2
13,4
13,6
13,8
14
14,2
0 10 20 30 40 50
Títu
lo d
el e
je
Título del eje
T/B
T
Lineal (T)
y = 0,1741x + 18,708R² = 0,4704
23
23,5
24
24,5
25
25,5
26
26,5
27
0 10 20 30 40 50
Títu
lo d
el e
je
Título del eje
V(kn)
V(kn)
Lineal (V(kn))
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 63
· Anexo 1.7.1:
Displacement 88218,563 tonne
Volume 86066,891 m^3
Draft to Baseline 13,661 m
Immersed depth 13,66 m
Lwl 275,128 m
Beam wl 39,31 m
WSA 13729,706 m^2
Max cross sect area 512,846 m^2
Waterplane area 9150,281 m^2
Cp 0,61
Cb 0,583
Cm 0,962
Cwp 0,846
LCB from zero pt -143,87 m
LCF from zero pt -153,476 m
KB 8,079 m
KG 3,102 m
BMt 12,262 m
BMl 506,492 m
GMt 17,24 m
GMl 511,47 m
KMt 20,341 m
KMl 514,572 m
Immersion (TPc) 93,79 tonne/cm
MTc 1623,041 tonne.m
RM at 1deg = GMt.Disp.sin(1) 26542,439 tonne.m
Precision Medium 50 stations
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 64
· Anexo 1.7.2:
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 65
· Anexo 1.8.1:
Displacement 97786,416 tonne
Volume 95401,382 m^3
Draft to Baseline 13,661 m
Immersed depth 13,664 m
Lwl 275,128 m
Beam wl 39,31 m
WSA 14079,406 m^2
Max cross sect area 505,326 m^2
Waterplane area 9618,391 m^2
Cp 0,686
Cb 0,646
Cm 0,948
Cwp 0,889
LCB from zero pt -147,269 m
LCF from zero pt -149,429 m
KB 7,975 m
KG 3,102 m
BMt 11,945 m
BMl 520,153 m
GMt 16,819 m
GMl 525,026 m
KMt 19,92 m
KMl 528,128 m
Immersion (TPc) 98,589 tonne/cm
MTc 1866,057 tonne.m
RM at 1deg = GMt.Disp.sin(1) 28702,796 tonne.m
Precision Medium 50 stations
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 66
· Anexo 1.8.2:
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 67
· Anexo 1.11.1:
Displacement 99228,815 tonne
Volume 96808,6 m^3
Draft to Baseline 13,781 m
Immersed depth 13,792 m
Lwl 275,87 m
Beam wl 39,31 m
WSA 14220,963 m^2
Max cross sect area 516,273 m^2
Waterplane area 9638,747 m^2
Cp 0,68
Cb 0,647
Cm 0,961
Cwp 0,889
LCB from zero pt -137,74 m
LCF from zero pt -147,007 m
KB 7,953 m
KG 3,222 m
BMt 11,663 m
BMl 516,616 m
GMt 16,393 m
GMl 521,346 m
KMt 19,615 m
KMl 524,568 m
Immersion (TPc) 98,797 tonne/cm
MTc 1875,252 tonne.m
RM at 1deg = GMt.Disp.sin(1) 28389,618 tonne.m
Precision Medium 50 stations
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 68
· Anexo 1.11.2:
· Anexo 1.12.1:
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 69
· Anexo 1.12.2:
· Anexo 1.12.3:
· Anexo 1.12.4:
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 70
· Anexo 1.12.5:
· Anexo 1.12.6:
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 71
· Anexo 1.13.1:
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 72
· Anexo 1.13.2:
Displacement 96862,647 tonne
Volume 94500,143 m^3
Draft to Baseline 13,845 m
Immersed depth 13,844 m
Lwl 275,799 m
Beam wl 39,31 m
WSA 14144,781 m^2
Max cross sect area 524,824 m^2
Waterplane area 8772,415 m^2
Cp 0,653
Cb 0,63
Cm 0,975
Cwp 0,809
LCB from zero pt -136,788 m
LCF from zero pt -147,016 m
KB 7,715 m
KG 3,285 m
BMt 10,648 m
BMl 405,064 m
GMt 15,077 m
GMl 409,494 m
KMt 18,363 m
KMl 412,779 m
Immersion (TPc) 89,917 tonne/cm
MTc 1438,172 tonne.m
RM at 1deg = GMt.Disp.sin(1) 25487,745 tonne.m
Precision Medium 50 stations
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 73
· Anexo 1.13.3:
· Anexo 2.1:
y = 1,2491x - 33510R² = 0,5585
0
10000
20000
30000
40000
50000
60000
70000
80000
0 20000 40000 60000 80000 100000
Títu
lo d
el e
je
Título del eje
P(kW)/DWT
P(kW)
Lineal (P(kW))
Proyecto básico de un buque portacontenedores
Santiago Ferrer Mur Página 74
Fuentes bibliográficas:
R. ALVARIÑO, J.J. AZPÍROZ y M.MEIZOSO. El proyecto básico del buque mercante. 2ª Ed.
Madrid. ISBN: 978-84-921750-2-4
B.BARRASS. Ship design and performance for masters and mates. 1ª Ed. Liverpool.
ISBN: 978-0-7506-6000-6
J.GARCÍA. El proyecto del buque (Partes 1 y 2). Universidad Politécnica de Cataluña, Barcelona.
A.PRADA. Propulsores (Temas 1-11). Universidad Politécnica de Cataluña, Barcelona.