Tema 4.- Diques en Talud

TEMA 4 DIQUES EN TALUD O ROMPEOLAS

4.1 INTRODUCCIÓN

Los diques en talud son los llamados rompeolas (RUBBLE MOUND o BREAKWATERS) que provocan la rotura del oleaje mediante la desestabilización del movimiento ondulatorio. Están constituidos por materiales sueltos protegidos por bloques naturales o artificiales de distintas formas colocados sobre el talud. Existen precedentes en España de este tipo de diques desde hace 2.500 años. La existencia de los puertos y en consecuencia de los diques de abrigo se remonta hasta la antigüedad, por lo que el hombre ha ido resolviendo la problemática del dimensionamiento de estos diques en la medida de su experiencia, conocimientos y de los datos que se han ido obteniendo. Simplificando se pueden distinguir tres etapas: -

Etapa artesanal, en la que se actuaba en base a la experiencia personal y sabiduría adquirida por la práctica. Esta etapa dura hasta la primera mitad del siglo XIX y entre los autores que propusieron métodos de construcción de diques se encuentran Vitrubio (época romana), Leonardo da Vinci (Renacimiento) o Torriani. Las escolleras eran seleccionadas, es decir, se utilizaban tamaños adecuados de roca en función de la energía del oleaje, aunque en algunos casos estas obras se han hecho con todo-uno de cantera (con una granulometría muy variable). Estas construcciones en la mayor parte de los casos tienen un comportamiento funesto, ya que la forma recomendable de construir un dique de escollera simple es con granulometría estratificada.

-

Etapa determinística. Esta etapa ha sido la que más ha contribuido al estudio de los fenómenos que interactuaban entre el oleaje y la estructura a dimensionar. Se basaban en los conocimientos de las teorías de ondas, mecánica e hidráulica estableciendo una serie de formulaciones en función de parámetros cuyo valor se obtiene de ensayos y de la práctica.

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Etapa probabilística. Esta es la fase actual en la que existiendo bases de datos de suficiente amplitud y con el desarrollo de la estadística aplicada, se establecen formulaciones en función de la probabilidad de fallo de la estructura.

En el estudio de obras de abrigo de los puertos constituyen los diques rompeolas la parte más importante, ya que la mayoría de los construidos son de éste tipo.

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En el dique rompeolas se deben estudiar fundamentalmente dos aspectos: -

El paramento expuesto al temporal o manto principal La altura de coronación del dique

El estudio de los mismos se dirige a conocer las condiciones de equilibrio de este paramento así como la zona que en altura y profundidad es batida por la ola para poder dimensionarlo. Se realizarán estudios de estabilidad de todo el dique y cálculos hidráulicos de su comportamiento Debido al enorme volumen de material que representan y la limitación del tamaño de piedra que la explotación de una cantera ofrece, así como condiciones de tipo económico, hay que estudiar las capas que forman el dique para conseguir la máxima economía posible dentro de la seguridad necesaria y siempre que sea posible se utilizará la escollera natural frente a los bloques artificiales. Entre sus desventajas destacan:    

Taludes muy tendidos. Ocupa mucho espacio. Plantean problemas medioambientales. No son adecuados a profundidades mayores de 20m

4.2.-ELEMENTOS DE UN DIQUE EN TALUD En un dique en talud se distinguen los siguientes elementos: 1.- NUCLEO 2.- MANTO PRINCIPAL EXTERIOR 3.- MANTO PRINCIPAL INTERIOR 4.- MANTOS SECUNDARIOS 5.- FILTROS 6.- BERMA DE PIE 7.- BERMA DE CORONACION 8.- ESPALDON En las siguientes figuras se observa con claridad la diferencia de estos elementos, de los que se a proceder a su descripción, materiales que los constituyen y su dimensionamiento.

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4.2.1.-NUCLEO Es la parte interna del dique. Está formado por material todo uno de cantera, elemento abundante en la explotación de una cantera y por lo tanto barato. Se denomina todo uno al material granular obtenido en cantera, en el que se mezclan gravas con gravilla, arenas y finos más o menos plásticos. Sus características son similares a las de una zahorra: granulometría, índice de plasticidad, composición química… Se puede considerar impermeable frente al paso de la energía del oleaje, para lo que se debe compactar adecuadamente para cerrar los huecos disminuyendo su porosidad, aunque debe ser lo suficientemente permeable para que permita el paso del agua a través de él. 4.2.2.-MANTO PRINCIPAL Es la parte del dique que realmente soporta el oleaje. Está formado por bloques en varias capas de gran tamaño, naturales o artificiales, concertados o dispuestos aleatoriamente sobre el talud. Normalmente se ejecuta de escollera, pero cuando esta es mayor de 6-8 Tn, es difícil de obtener y por lo tanto es preciso optar por bloques de piedra ó elementos artificiales. Estos elementos artificiales tienen multitud de formas y en los apartados siguientes se definirán sus formas y características principales. El de forma cúbica es el más empleado en España y el CORE –LOC está sustituyendo al acrópodo. En la actualidad se siguen diseñando bloques como el X-BLOC o el CUBÍPODO. Estos cuerpos pueden disponerse en una o dos capas, según las características y necesidades del dique.

4.2.3.-FILTROS Se sitúan entre el manto principal y el núcleo y tiene como función principal impedir el lavado o pérdidas de elementos entre los huecos del núcleo o de los sucesivos mantos. Puede estar formado por una o varias capas según el material que forme el núcleo. La disposición de los tamaños en el dique desde los más pequeños en el núcleo a los de mayor tamaño en el manto principal, debe cumplir la condición fundamental de filtro; es decir, los elementos de un manto infraadyacente tienen que tener una tamaño suficiente para que no se cuelen por los intersticios del manto supraadyacente en cualquier condición de estado del mar. Esta condición de filtro exige que se verifique la siguiente relación: P2/P1>= 1/20, siendo P2 peso de los elementos del manto infraadyacente P1 peso de los elementos del manto supraadyacente

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4.2.4.-MANTO SECUNDARIO Su función es proteger el material todo uno del núcleo en la zona abrigada como en el caso que se produzca rebase del espaldón y parte del oleaje caiga a la parte posterior del dique. Se dimensiona de igual forma que el primero de los filtros. Su misión es evitar la erosión que produce el oleaje en los componentes que forman el dique, existiendo diferentes elementos según su forma de trabajo. 4.2.5.-BERMA DE PIE Tiene como objetivo dar apoyo estable a los elementos del manto. Debe ser ejecutada por escollera (piedras de gran tamaño sin forma definida), de tamaño suficiente para que no sea movida por el oleaje. Se utiliza así mismo, para frenar la posible erosión con avería progresiva en la cimentación del macizo. Si la profundidad es escasa, no se coloca berma, para evitar colocarla cerca de la superficie donde las acciones del oleaje son mayores. En este caso se puede prolongar el manto del dique en una pequeña zanja construida a tal efecto. En caso de que el fondo sea socavable (arenoso), se puede extender una capa de filtro por delante de la berma de pié para evitar así la socavación. También se puede prolongar el manto y enterrarlo en una zanja, en una profundidad mayor que la mayor profundidad de socavación. En este caso se prescinde de la berma. Esto es habitual en revestimientos de protección costera, pero no tanto en los diques en talud. 4.2.6.-BERMA DE CORONACION Es la parte superior horizontal del manto principal por lo que está compuesto por los mismos materiales que éste. Cuanto más larga es la berma de coronación, mas espacio hay para la disipación de la energía, por lo que el espaldón tendrá que soportar menos presión y habrá menos rebase. 4.2.7.-ESPALDON Se trata de la parte más alta del dique. Está ejecutado normalmente de hormigón en masa y tiene una doble función: -

Dar acceso al dique en caso de reparación Limitar el volumen de agua que rebasa el dique, ya que si no existiese, para evitar el rebase necesitaríamos gran cantidad de material.

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4.3. CLASIFICACIÓN Y TIPOS La división más común suele hacerse en función de la clase de material empleado y después por la forma de los bloques y por el modo de colocarse. • Clasificación por la clase de material - de escollera natural - de bloques artificiales (incluyendo los bloques de piedra) - de escollera natural protegida por bloques artificiales • Clasificación por la forma de los bloques artificiales - Bloques paralelepipédicos - Tetrápodos - Core-locs….. • Clasificación por la forma de colocación de los bloques -Arrojados en montón -Colocados -Simplemente arrimados.

4.4. ELEMENTOS DEL MANTO PRINCIPAL Uno de los elementos más importantes de un dique en talud lo constituye el manto principal, en el cual las piezas que lo constituyen resisten actuando de dos formas: por peso y/o por rozamiento. -

Elementos que resisten por gravedad. Son los que se utilizan en España y pueden ser de dos tipos: o o o

Escollera con pesos de hasta 8 Tn. Cubos o paralelepípedos de piedra natural Cubos o paralelepípedos de hormigón en masa.

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En estos casos es necesario disponer dos capas de estos elementos. El espesor de cada capa corresponde al diámetro equivalente del tamaño medio, D50. -

Elementos que resisten por trabazón Deben su estabilidad al enganche entre sus partes. Son poco utilizados en España. Se trata de bloques artificiales de hormigón con formas geométricas determinadas diseñadas para realizar la función de aumentar la resistencia al rozamiento. Existen gran cantidad de elementos de estas características y que se detallan a continuación.

Los más empleados son los siguientes:

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ESCOLLERAS NATURALES: al explotar una cantera se produce una gama de elementos de diferentes peso y tamaños; generalmente la proporción de elementos de tamaños grandes suele ser muy pequeño dependiendo de las características de la cantera y en menor grado de la forma de llevar la explotación; se comprende fácilmente el interés que tiene el aprovechar al máximo todo el material producido por lo que es conveniente clasificarlo por pesos para emplearlo en los puntos en que sea posible de acuerdo con la exposición del oleaje. No hay regla para clasificar las escolleras en categorías variando de una a otra; se distinguen 1ª, 2ª y 3ª categoría, con pesos que varían de 500 a 2.000 kg de 2.000 a 5.000, superiores a 5.000, etc. A la vista del tamaño máximo se fija el talud del manto de protección, pero para que el peso del canto no sea excesivo ni la obra se encarezca por tener el talud exterior muy tendido, los taludes deben estar comprendidos entre cotgα =1,5 y cotg α = 3,5, es decir, α comprendido entre 34 y 16º. Si se necesitan pesos superiores a 8t, se recurre a bloque paralelepipédicos de piedra natural que pueden llagar hasta las 30t.

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-

BLOQUES ARTIFICIALES: Si el peso de los bloques naturales no fuese suficiente habrá necesidad de recurrir al empleo de bloques artificiales; estos suelen ser de hormigón en masa y presentan la desventaja respecto de los naturales, que debido a su menor densidad, es necesario que se requiera un mayor volumen de material respecto al de los naturales para asegurar el mismo grado de estabilidad. Los bloques paralelepipédicos suelen hacerse guardando ciertas proporciones de forma que llamando l a la dimensión más pequeña las otras dos suelen ser una 1,25 l y otra de 2 l a 2,25 l.

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DOLOS Plantean problemas de rotura debido a su esbeltez. Son muy frágiles, por lo que no se fabrican de más de 15 tn. Se disponen en DOS capas y hoy día son poco utilizados.

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TETRÁPODOS se disponen en dos capas de forma aleatoria

TETRÁPODOS

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ACRÓPODOS

Tiene mucha más masa que los anteriores y se encajan unos en otros. Se ubican en UNA sola capa y se sabe en todo momento cuantos y donde se colocan. Sin embargo con este tipo de elementos las averías se propagan de forma más rápida. Esta es la razón por lo que este tipo de diques no se consideran de fallo gradual o flexible sino de fallo instantáneo y rápido. Aguantan por el rozamiento de todos los elementos trabados de forma que si el agua los mueve, lo hace de forma conjunta.

ACRÓPODOS

-

CORE-LOC De diseño similar a los anteriores pero más esbeltos. Se colocan también en UNA sola capa y de forma predeterminada. El aspecto negativo frente a los elementos que trabajan por gravedad, es la rapidez de propagación de las averías lo que no ocurre en estos últimos.

CORE-LOC

En el proyecto y Obra del Puerto de San Francisco, se realizó un estudio comparativo entre las diferentes formas artificiales con las que se podría ejecutar el manto principal de los diques de abrigo. Entre las conclusiones que se obtuvieron se muestran a continuación dos de ellas:

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-

Para el mismo volumen de hormigón se obtuvo que, los Core-locs son relativamente más grandes y estables que las otras unidades, pues resisten mayores alturas de ola.

Unidad

Masa Cantidad de Masa total de Altura de ola (t) Unidades Hormigón (t) de diseño (m) Core-loc 15 800 12.000 7,1 Acrópodo 11,8 1017 12.000 6,0 Dolos 6,3 1905 12.000 5,1 Tetrapodo 3,2 3750 12.000 4,1 Cubo 2,2 5454 12.000 2,6

- Para una misma altura de ola, el tamaño de las unidades de Core-Loc será menor que el de las otras unidades. Unidad

Masa(t) Masa total de Masa total de Altura de ola Hormigón (t) Hormigón (%) de diseño (m) Core-loc 15 12.000 100 7,1 Acrópodo 20 14.400 120 7,1 Dolos 15 17.800 146 7,1 Tetrapodo 34,3 29.400 245 7,1 Cubo 34,3 33.000 275 7,1

Se debe tener en cuenta que influyen muchos factores en el diseño final de un rompeolas específico, como por ejemplo la capacidad de producción de las plantas de fabricación, accesos, disponibilidad de materiales, condiciones de mar típicas que afecten la visibilidad y facilidad de construcción, cota de coronamiento del rompeolas y diseño del talud.

Otras formas auxiliares son:

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X-BLOC

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-

CUBÍPODO

Investigadores del Laboratorio de Puertos y Costas de la Universidad Politécnica de Valencia han ideado un nuevo elemento para la construcción del manto principal de diques en talud, el CUBÍPODO. El nuevo elemento es sencillo de construir y fácil de colocar, es mucho más estable hidráulicamente que el cubo tradicional y tiene una mejor respuesta frente al oleaje.

4.5.-DIMENSIONAMIENTO ESTRUCTURAL DE LOS DIQUES ROMPEOLAS

4.5.1.- CRITERIOS DE CÁLCULO DE LA ESTABILIDAD DE LOS DIQUES EN TALUD

AVERIAS EN EL MANTO DE PROTECCION Para evaluar el daño producido sobre un dique en talud hay unos parámetros que nos indican el % de piedras que se han desplazado de su posición original. Se considera que un bloque se ha desplazado cuando su centro de gravedad se ha desplazado una distancia igual a Dn50. En el siguiente gráfico se representa las piedras que se deslazan en función de la altura de ola.

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La zona averiada se sitúa siempre cerca de la parte activa del oleaje, o sea de la zona cercana al nivel del mar.

El inicio de la avería se produce cuando se llega al 5% y llegado a este punto se pueden plantear dos casos:

a) Dique de fallo rígido:

b) Dique de fallo gradual: En los diques de fallo gradual se dan una serie de etapas: 1.-Cuando se han movido el 5% de las piedras, se produce el INICIO DE AVERIA. Esta irá avanzando por la zona en que ha comenzado hasta que quedan al descubierto un conjunto importante de piedras de la 2ª capa. 2.-En este punto llegamos a la avería de IRIBARREN, o sea se produce un hueco en la 1ª capa suficiente para que pueda salir una piedra de la 2ª. 3.-Comienza el verdadero problema, ya que llegamos al inicio de la destrucción al salir una piedra de la 2ª capa y el filtro queda a la vista. 4.-Las piedras del filtro, más pequeñas, se escapan por el hueco anterior y se produce la destrucción.

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4.5.2.-MODOS DE FALLO FALLO: Cualquier situación de la estructura que implique que está fuera de servicio. Los modos de fallo serán las maneras de alcanzar la situación de fallo. Se clasifican en tres: - Estado límite de servicio (ELS) - Estados límites operativos (ELO) - Modos de fallo adscritos a estados límites últimos (ELU)

ELS (Estados límite de servicio) No deja la estructura definitivamente fuera de servicio. Se trata de un problema poco importante o de un problema reversible (se puede reparar). Dejan la estructura funcionalmente tocada. Son fallos acumulativos. -

Lavado de núcleo ( Sale material del núcleo por que el filtro falla) Colmatación del manto o de la berma (Entre los huecos del núcleo y la berma se introduce la arena. No es problemático a priori, pero a largo plazo puede comprometer la estabilidad del manto por tener menos permeabilidad.

ELO (Estados límite operativo) Son reversibles y aunque ponen la estructura temporalmente fuera de servicio, es posible repararla y puede estar plenamente operativa cuando cesa el agente que está causando el modo de fallo.

ELU (Estados límites últimos) Dejan la estructura definitivamente fuera de servicio, son estados NO reversibles pues implica costes muy elevados. -

Extracción de piezas del manto principal Extracción de piezas de la berma de pié Rotura de una pieza del manto principal Deslizamiento entre el manto principal y el filtro o entre el núcleo y los filtros. Suele venir provocado por:

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o Mala construcción o Tamaño muy distinto entre las capas Pérdida de estabilidad global( Desliza como una ladera) Asiento excesivo Deslizamiento Vuelco Hundimiento( Relacionado con el anterior) Vuelco rígido Vuelco plástico Rotura del espaldón Socavación del pié del espaldón Rebase Reflexión Transmisión por flujo poroso (La energía que llega al dique se puede transmitir a través del dique. No ocurre habitualmente debido a la impermeabilidad del núcleo).

Una estructura debe diseñarse para todos los modos de fallo. La ROM lo que hace es definir para los estados límites últimos una probabilidad de fallo a lo largo de la vida útil del dique. En ELO, la ROM define el porcentaje de operatividad que no puede situarse por debajo de un valor límite. Es obvio que la probabilidad de fallo y operatividad dependen de las características de la estructura. Respecto a ELS, la ROM da recomendaciones.

4.6.- DISEÑO FUNCIONAL DE LOS DIQUES ROMPEOLAS Cuando se diseña un dique rompeolas o en talud, no solo se debe asegurar su estabilidad para resistir la acción del oleaje (absorber su energía), sino también conocer la variación del flujo del oleaje sobre o a través del dique comprobando su correcto funcionamiento. En este apartado se analiza las variables más importantes que la ejecución de un dique impone en el oleaje: ascenso-descenso, reflexión, transmisión y rebase. Para cada una de estas variables se indicará, al menos una fórmula de verificación del comportamiento dique-oleaje.

4.6.1.- ASCENSO-DESCENSO Para la determinación analítica o numérica del flujo sobre estructuras en talud es necesario recurrir a experimentación en modelo, debido a la complejidad de su planteamiento. Dada la importancia que, para el diseño de los diques en talud, tiene el conocimiento del ascenso del agua sobre el talud, ha hecho que exista una extensa base de datos experimentales sobre el ascenso-descenso en este tipo de diques. Esta base de datos, tratada con las técnicas del análisis dimensional ha dado lugar a numerosas formulaciones empíricas, ampliamente utilizadas en la práctica. Cuando en un tren regular de ondas alcanza el talud indefinido de un dique impermeable, las ondas se deforman, rompen, ascienden y descienden sobre el talud y finalmente se reflejan. Cualquier variable del flujo sobre el talud, como es el caso del ascenso Ru y del descenso Rd,

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serán función de las variables del oleaje exterior, las que determinan la geometría del dique y de las características físicas del agua: Y = f (H, T, , g, , , tipo de mantos) Donde H, T, , son la altura, período y dirección característicos del oleaje incidente, respectivamente, g es la aceleración de la gravedad,  es la viscosidad del agua y  es el ángulo del talud con la horizontal. Para un determinado tipo de mantos y si se asume que la incidencia del oleaje es normal al dique, la expresión anterior se simplifica a: Y = f (, H/Lo) Losada y Gimenez-Curto (1981), demostraron que, en el análisis del flujo sobre el talud, estas dos variables pueden ser consideradas en el número de Iribarren, Iro:

I ro =

tan 

De manera que:

H Lo

Y = f (Iro) Los mismos autores experimentaron con diques de materiales sueltos con núcleo impermeable de todo uno de cantera, uno o varios mantos secundarios de materiales sueltos y manto principal bicapa, al ser con mucho los más empleados. En el caso de oleaje regular definido por su altura de ola y período incidentes, propusieron un ajuste de la función anterior mediante una exponencial del tipo:



Ru = Au  1  e  Bu I ro  H





Rd = Ad  1  e  Bd I ro  H



Donde Au, Bu, Ad, Bd son coeficientes de ajuste, que dependen del tipo de piezas y de su forma de colocación en el talud. Los valores de estos coeficientes para los distintos tipos de piezas del manto principal, vienen dados por la siguiente tabla:

Tipo de pieza Escollera sin clasificar Escollera clasificada Tetrápodos Dolos Cuadrípodos Cubos

Au 1,80 1,37 0,93 0,70 0,93 1,05

Bu -0,46 -0,60 -0,75 -0,82 -0,75 -0,67

Ad -1,10 -0,85 -0,80 -0,75 -0,80 -0,72

Bd +0,30 -0,43 -0,45 -0,49 -0,45 -0,42

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Van der Meer y Stam (1982) también estudiaron el ascenso y descenso sobre diques de escollera permeables así como la probabilidad de superación de un determinado nivel de ascenso.

4.6.2.-REFLEXIÓN EN ESTRUCTURAS EN TALUD Las olas reflejadas por una estructura incrementan la energía del oleaje frente a la misma, lo que puede generar problemas funcionales. Además, la reflexión sobre la estructura incrementa el flujo sobre la misma, lo que puede obligar a incrementar la cota de coronación. Por ello, suele ser deseable que las estructuras marítimas tengan coeficientes de reflexión lo más reducidos posible. Para un tren regular de ondas incidiendo sobre una estructura, hipótesis lineal, el grado de reflexión se cuantifica mediante el coeficiente de reflexión, el cual representa el cociente entre la altura de ola reflejada y la altura de ola incidente. KR = HOR / HOi Cuando las olas son muy peraltadas, o la estructura provoca fuertes disipaciones de energía o la rotura del oleaje, los procesos no son lineales y la composición frecuencial del oleaje reflejado sea sustancialmente diferente del incidente. En el caso del oleaje irregular la reflexión en cada componente tendrá características diferentes. En todos estos casos como simplificación puede utilizarse un coeficiente de reflexión global que se puede definir como el cociente entre las alturas del momento de orden cero del espectro reflejado e incidente: KR = HmOR / HmOi A pesar del incremento de la capacidad de los modelos numéricos el coeficiente de reflexión de las estructuras costeras sigue calculándose mediante formulaciones empíricas desarrolladas a partir de experimentación en laboratorio. En la siguiente tabla, tomada de Goda (1985), se presentan algunos valores característicos del coeficiente de reflexión de estructuras costeras: Tipo de estructura Coeficiente de reflexión Dique vertical no rebasable 0,7 – 1 Dique vertical rebasable 0,5 – 0,7 Dique en talud de escollera (pendiente 1:2 a 1:3) 0,3 – 0,6 Dique en talud de bloques de hormigón 0,3 – 0,5 Dique vertical disipador de energía 0,3 – 0,8 Playa natural 0,05 – 0,2

En un talud permeable rugoso, Seelig (1983), con oleaje regular, propuso la siguiente expresión para el coeficiente de reflexión:

KR =

0,6  I ro2 I ro2  6,6 15

En el caso del oleaje irregular, en taludes rugosos, Van der Meer (1993), propone que la dependencia del coeficiente de reflexión del peralte del oleaje y del ángulo del talud no viene expresada adecuadamente por el nº de Iribarren, por lo que propone la expresión: 0, 46 K R = 0,071  P 0,082  cot 0,62   sop

Donde P es el parámetro de permeabilidad de van der Meer, definido en la siguiente tabla y Sop es el peralte asociado a la altura significante y a la longitud de onda del período de pico en profundidades indefinidas.

Manto principal Tamaño Espesor

Filtro Tamaño Espesor

Nucleo

P

DA

EA = 2 D A

DF = DA/4,5

EF = 0,5 DA

Impermeable

0,1

DA

EA = 2 D A

DF = DA/2

EF = 1,5 DA

Permeable DN= DF/4

0,4

DA

EA = 2 D A

Permeable, DN = DA/3,2

DA

Poroso, toda la sección con material uniforme

0,5 0,6

4.6.3.- TRANSMISIÓN DEL OLEAJE EN DIQUES ROMPEOLAS La transmisión del oleaje sobre o a través de una estructura en talud, se expresa normalmente a través del coeficiente de transmisión, T, que se define en general como la raíz cuadrada del cociente entre los flujos de energía transmitidos e incidentes. La transmisión del oleaje hacia la zona abrigada de una estructura costera puede producirse por tres mecanismos: 1) rebase sobre la coronación, 2) transmisión a través del macizo poroso 3) transmisión por difracción por los extremos de la estructura. Para que se produzca el rebase por la coronación es necesario que la elevación de la misma sobre el nivel medio o francobordo F, sea inferior al máximo ascenso del oleaje, luego será necesario conocer la estadística de los ascensos del estado de marque superan el francobordo. Cuando se produce el rebase la energía transmitida a través de la estructura se desprecia frente a la que se transmite sobre la misma. La transmisión de la energía de las ondas a través del núcleo de un dique sólo puede producirse cuando dicho núcleo es permeable al oleaje. El grado de permeabilidad al oleaje depende de la porosidad de la estructura y de las características del flujo. Aunque se puede determinar la transmisión mediante modelos de flujo oscilatorio sobre medios porosos, su calibración requiere la existencia de abundantes datos, por lo que se suele recurrir a formulaciones empíricas, basadas en datos experimentales.

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4.6.3.1.- Transmisión en estructuras en talud rebasables En estos casos la transmisión debida al rebase se hace rápidamente dominante sobre la transmisión a través del dique, siendo la relación entre el francobordo y la altura de ola incidente, F/Hi, el parámetro geométrico dominante en la transmisión. En los experimentos realizados se observó una tendencia general de disminuir la transmisión al aumentar el francobordo relativo, aunque con bastante dispersión al no tener en cuenta el manto ni la porosidad del dique. Para introducir el efecto de las características de los mantos se estudió la relación entre la transmisión y el parámetro (F-Ru)/Hi, en el que Ru es el ascenso que se produciría sobre un dique no rebasable con mantos de las mismas características que el rebasable. Se obtuvo menor dispersión pero todavía existe. Trabajando en estos análisis primero Van der Meer y Daemen propusieron los primeros resultados y posteriormente D´Angremond el al. (1996), introducen la influencia del número de Iribarren, proponiendo las siguientes expresiones para la transmisión sobre diques en talud de escollera rebasables y sumergidos: Para diques de núcleo permeable

 B F T  0,4   0,64   Hs  Hs

  

0 , 31



 1 e

0 , 5I rop



Para diques de núcleo impermeable

 B F T  0,4   0,8   Hs  Hs

  

0 , 31



 1 e

0 , 5I rop



En las fórmulas anteriores, el coeficiente de transmisión está limitado por 0,075< T < 0,8, el número de Iribarren se define con la altura de ola significante Hs, y la longitud de onda del período de pico Lo, a pie de dique y B es la anchura de coronación. Posteriormente Van der Meer et al. (2005) vuelven a analizar los datos y proponen la utilización de las fórmulas anteriores para anchuras de coronación B/Hsi < 8. Para diques rebasables de gran anchura de coronación, B/Hsi > 12, proponen la siguiente expresión para el coeficiente de transmisión:

 B  F  T  0,35   0,51   H si H  si 

0 , 65



 1 e

0 , 41I rop



Los límites de validez de esta expresión son 0,05 < T < 0,93-0,006·(B/Hsi)

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Para valores de la anchura de coronación 8< B/Hsi < 12, los autores proponen una interpolación lineal de T entre los valores límite superiores de las formulas de D´Angremond y el límite inferior de esta última fórmula.

4.6.3.2.- Transmisión en estructuras en talud no rebasables Para estructuras en talud de materiales sueltos, construidas con un solo tipo de piezas, Numata (1976) propone la siguiente expresión para el cálculo del coeficiente de transmisión, válida para un dique de taludes 1/1,34 de tetrápodos: T = 1 / (1 + (r/Ir))2 ; r = 1,48 · (Bs/D)0,66 Donde D es la dimensión característica de las piezas del dique (por ejemplo, la diagonal del cubo equivalente) y Bs es la anchura del dique en el nivel medio en reposo. El rango de validez experimental de la expresión es: 0,05 < H/L < 0,068; 3,37 < Bs/D < 8,5; 0,069 < h/L < 0,24

4.6.4.- REBASE EN DIQUES ROMPEOLAS El rebase se define como el transporte de una cantidad importante de agua sobre la coronación de una estructura. Este transporte se puede producir en forma de rebose de masa de agua, debido a una cota de coronación inferior al ascenso del oleaje, a la caída de masa de agua derivada del flujo vertical del impacto del dique o a las salpicaduras de agua-espuma arrastradas por el viento hacia la zona protegida. El agua que rebasa puede provocar problemas de distinto tipo: -

Daño físico a personas Daño por sobrecarga, inundación o arrastre a vehículos, barcos, edificios, e instalaciones. Daño económico por la afección a la operatividad de las instalaciones. Avería en la estructuras de la coronación y zona interior del dique.

En algunas circunstancias el rebase es deseable debido a: -

Cuando las aguas son profundas y el mar es abierto, el diseño de un dique no rebasable puede llevar a diseños poco económicos o estéticos. El rebase favorece la renovación del agua. Minimiza el efecto de obstrucción visual del horizonte en la perspectiva desde la costa.

Sin embargo el rebase será indeseable cuando: -

No está restringido el acceso al dique a personas y vehículos. El volumen de agua puede crear problemas a equipos e instalaciones.

El caudal de rebase tolerable por una determinada estructura dependerá de la estabilidad de la coronación, de la estabilidad y drenaje de la cara de sotamar, la posibilidad de daños a personas, vehículos, edificios e instalaciones así como de la transmisión de oleaje deseada.

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SEGURIDAD FUNCIONAL

1000

SEGURIDAD ESTRUCTURAL Daño aunque el paseo esté Daño aún pavimentado con protección Daño si el

100

paseo no está pavimentado

Muy peligroso Inseguro a cualquier velocidad

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Daños estructurales

Daño si el talud interior no está protegido

2

1

0.1

0.01

Dique en talud: Dique en talud: Peligroso Inseguro aparcado Dique vertical: peligroso Dique vertical: Inseguro aparcado Inconfortable pero no peligroso Inseguro a velocidad alta

0.001 Seguro a cualquier velocidad

Sin peligro

0.6 0.3 Sin peligro

0.03 Pequeños daños a accesorios

0.004

Húmedo pero no inconfortable Sin peligro

0.0001 Vehículos

50 20

Dique dehierva hierba: Dique de peligroso peligroso

l/(s x m)

200

Peatones

Edificios

Muros de contención

Diques con revestimientos

Algunos de estos factores como es la capacidad drenaje, cuyo mal funcionamiento provocaría inundaciones, dependen del caudal medio y otros como el arrastre de vehículos dependen del caudal instantáneo generado por olas individuales. El caudal medio de rebase, q, se determina midiendo el volumen de agua que sobrepasa la estructura por unidad de longitud y por unidad de tiempo (l/m/s). Si en el intervalo de tiempo t0, alcanzan la estructura N0 olas y cada ola produce un volumen de rebase Q(Hi, Ti), el caudal medio de rebase se determina mediante la expresión: N0

q = (1/t0)  Q((Hi, Ti) i=1

La determinación de este caudal medio de rebase es más complejo en estructuras en talud que en dique verticales y en cualquier caso se debe obtener mediante ensayos de laboratorio con oleaje irregular, aunque también se puede realizar mediciones en el terreno utilizando instalaciones apropiadas. Una primera aproximación al problema es la realizada por Van der Meer y de Waal (1992), al expresar el valor del caudal medio en función del ascenso potencial (ascenso que se produciría en un dique no rebasable de las mismas características) y del francobordo, obteniendo la siguiente expresión:

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Q

q gH

3 s

 3,1  Ru 2%  F     8  10 5  exp  Hs  

Donde Hs es la altura de ola significativa, Ru2% es el ascenso potencial solo superado por el 2% de las olas del estado de mar y F es el francobordo. No obstante cuando se utilice se debe tener en cuenta que existe una gran dispersión entre los datos medidos y esta expresión (del orden de +- 50%).

4.7.-MÉTODOS DE CÁLCULO DEL MANTO PRINCIPAL Las principales formulaciones para calcular el manto principal desde las primeras fórmulas que se dedujeron son debidas a: -CASTRO (1933) -HUDSON (1957) -IRIBARREN (1965) -SUAREZ BORES (1975) -LOSADA Y GIMENEZ (1979) -VAN DER MEER (1988) -BURCHARTH (1992) -BERENGER (1993) y otros En la bibliografía existen estudios de estas y más fórmulas comparándolas pero en este curso nos centraremos en tres de ellas (las que figuran en negrita). Antes de conocerlas realizaremos algunas consideraciones mecánicas del comportamiento de las piezas que conforman el manto principal. Se plantea un talud con inclinación α y en él un bloque. Sobre este bloque actúan tres fuerzas: -

El peso sumergido, Ws, estabilizadora La fuerza del oleaje, Fp, desestabilizadora La fuerza de rozamiento entre bloques, Fr, estabilizadora.

Para el cálculo del equilibrio existen dos instantes críticos: (I) La ola de altura H, choca contra el talud y rompe, cae sobre los elementos del talud con cierta velocidad y genera una fuerza ascendente que intenta sacar los bloques del talud. Se denomina rotura franca y la fuerza desestabilizadora Fp, es perpendicular al talud, tendiendo a desplazar hacia arriba los elementos del manto.

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(II) La ola impacta y rompe sobre el talud y al descender con velocidad ejerce una fuerza descendente y paralela al talud, que intenta mover los elementos del mismo. Se denomina rotura falsa y en este caso Fp es paralela al talud, tendiendo en desplazar los elementos hacia abajo.

Para resolver estas dos situaciones y conocer la magnitud de la fuerza desestabilizadora en ambos casos, partimos de la hipótesis que la energía que posee la altura de ola es proporcional al cuadrado de la velocidad con que las partículas caen sobre el talud. Esto es debido al principio de la Conservación de la energía, en el que la energía del oleaje, H, al romper, se transforma primeramente en velocidad y posteriormente en la fuerza desestabilizadora.

Por lo tanto y de acuerdo con el teorema de Bernouilli, este cuadrado de la velocidad es así mismo proporcional a la presión que intenta levantar el bloque, o sea: H = K1 V2= K2 (P/ γw)=K´2·(Fp/D2·γw), de donde Fp = K3 γw D2 H

Es decir es proporcional a la densidad del agua, al cuadrado del diámetro y a la altura de ola. La constante de proporcionalidad será diferente en los casos de rotura franca o falsa.

Si aplicamos las ecuaciones de la estática al bloque del caso (I), tendremos: -

La fuerza del peso en la dirección del talud es Fr =Ws sen α, siendo Ws = K1 D3 ( γa– γw ), es decir proporcional al cubo del tamaño del grano y a la densidad sumergida.

-

La fuerza que se opone al rozamiento es Fr = tg φ(N plano) = tg φ Ws cos α. Siendo tg φ= Coeficiente de rozamiento. Luego es proporcional al peso del bloque sumergido, coseno del ángulo del talud.

A partir de estas consideraciones los diversos autores han elaborado sus formulaciones. Las que se presentan a continuación han sido elaboradas experimentalmente, buscando y encontrando los parámetros que mejor se ajustan a las condiciones reales de la estabilidad del manto principal frente a la acción del oleaje.

Todas las formulaciones de estabilidad existentes asumen que la relación entre el peso de las piezas, la altura de ola y la densidad relativa puede ser expresada a través de un solo

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parámetro adimensional, que relaciona las fuerzas hidrodinámicas que solicitan la pieza sobre el talud con el peso sumergido de las mismas. Como ya se ha comentado las fuerzas hidrodinámicas sobre el talud son proporcionales a la densidad del fluido, al área de la sección transversal de las piezas perpendicular al flujo y a la altura de ola:

Fp   w  g  Dn250  H i Por otra parte el peso sumergido, es:

Ws   s   w   g  Dn350 Estableciendo la relación entre las dos fuerzas se llega al siguiente número adimensional Ns, que recibe el nombre de número de Hudson, o número de estabilidad:

Fp Ws

 Ns 

Hi Hi  S r  1  Dn50   Dn50

donde Sr es la densidad relativa de las piezas:

Sr 

s w

y  es la densidad relativa sumergida:

  Sr  1 Teniendo en cuenta la relación entre el diámetro del cubo equivalente y el peso de las piezas, el número de estabilidad puede expresarse también en función del peso de las piezas:

Ns 

H ic  W     50   s  g 

1

3

o, lo que es lo mismo,

N s3 

 s  g  H ic3

S r  13  W50

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Se define función de estabilidad como el inverso de la expresión anterior:

S  1  W50  S r  1  W50  W50 1  3  r 3 3 Ns  s  g  H ic S r   w  g  H ic  w  g  R  H ic3 3

3

donde:

R

Sr S r  13

Si se determinan los valores del número de estabilidad o de la función de estabilidad para unas condiciones de oleaje, dique y nivel de avería dados, el peso o el tamaño de las piezas necesario se podrán obtener despejando de las correspondientes expresiones. Para la determinación de dichos valores, se exponen a continuación tres métodos muy utilizados hoy día.

4.7.1. FORMULACIÓN DE LOSADA Y GIMÉNEZ-CURTO Losada y Gimenez-Curto (1979), apoyándose en la base de datos de estabilidad disponible, propusieron un modelo exponencial para la función de estabilidad de diques en talud sometidos a oleaje regular. La expresión propuesta, correspondiente a la curva de mejor ajuste a los datos, es la siguiente

  A( I ric  I r 0 ) exp BI ric  I r 0 ; válido para I ric  I r 0 con : I ric 

tan  H ic L0ic

Donde Ir0 = 2.654 tan . Los coeficientes A y B se ajustan con los datos y dependen del tipo de piezas, forma de colocación y pendiente del talud. Los correspondientes coeficientes de ajuste A y B y el coeficiente multiplicador (BC 95 %) correspondiente a la banda de confianza superior del 95%, se presentan en la siguiente tabla:

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Tipo de pieza

Escolleras (Inicio de Avería)

Bloques paralelepipédicos a x a x 1.5 a (Inicio de Avería)

Tetrápodos (Inicio de Avería)

Escollera sin clasificar (Daño nulo)

Cotan 

A

B

Ir0

BC 95%

BC. max

1.50

0.09035

-0.5879

1.77

1.41

0.0797

2.00

0.05698

-0.6627

1.33

1.46

0.0462

3.00

0.04697

-0.8084

0.88

1.35

0.0289

4.00

0.04412

-0.9339

0.66

1.64

0.0285

1.50

0.06819

-0.5148

1.77

3.28

0.1598

2.00

0.03968

-0.6247

1.33

2.37

0.0554

3.00

0.03410

-0.7620

0.88

1.77

0.0291

1.33

0.03380

-0.3141

1.99

1.64

0.0649

1.50

0.02788

-0.3993

1.77

2.27

0.0583

2.00

0.02058

-0.5078

1.33

1.93

0.0288

2.50

0.1834

-0.5764

1.06

1.57

0.1838

3.50

0.1819

-0.6592

0.76

1.50

0.1523

5.00

0.1468

-0.6443

0.53

1.52

0.1274

Por otro lado, para bloques paralelepipédicos de hormigón, Losada y Desirée obtuvieron los siguientes resultados experimentales, en que el valor máximo se puede hacer equivalente al de la banda superior del 95% de confianza y pueden ser tomado directamente como valor de diseño de :

TIPO BLOQUE

axaxa

Cotan 

1.5

Inicio avería

0.060 0.047 0.043

----- ----- 0.084

0.120 ---- 0.116

Avería Iribarren

0.033 0.028 0.024

----- ----- 0.030

0.042 ---- 0.038

Destrucción

0.027 0.022 0.018

----- ----- 0.021

0.035 ---- 0.027

2.0

a x a x 1.5a 2.5

1.5

2.0

a x a x 2a 2.5

1.5

2.0 2.5

Por lo tanto, en función del tipo de pieza y del talud del dique, obtendremos un valor para la función de estabilidad, que nos permitirá despejar W50:

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

S  1  W50  S r  1  W50  W50 1  r 3 3 3 Ns  s  g  H ic S r   w  g  H ic  w  g  R  H ic3 3

3

Para este método, la altura de ola de cálculo debe ser Hic = H50, es decir la altura de ola media de las 50 mayores olas del estado de mar de cálculo que llegan al dique. Por lo tanto si el estado de mar del temporal se compone de N olas la proporción que suponen estas 50 olas es q=1/n=50/N y la altura de ola que se busca es H1/n. Aplicando la distribución de Rayleigh y de acuerdo con la tabla deducida de esta distribución (ver tema 2): Hs = H 1/3 = 1,416·Hrms y con los valores de n y Hrms se halla el valor de H1/n = H50. Pero puede ocurrir que por limitación de la profundidad las olas más altas se hayan roto si la profundidad en el pie del dique es menor que la de rotura, hb. En este caso se utiliza la altura de ola de rotura, Hb, en la función de estabilidad.

4.7.2. FORMULACIÓN DE HUDSON

Esta formulación expresa el número de estabilidad (también llamado nº de Hudson) en función de un coeficiente y la pendiente del talud: Ns 

H  ( K D cot  )1 / 3 Dn50

El coeficiente KD es denominado coeficiente de estabilidad y depende del tipo de rotura del oleaje, el nivel de avería y el tipo y forma de colocación de las piezas en el talud, porosidad de mantos secundarios y núcleo, escala de los ensayos, etc. Esta formulación, que es la que facilita el Shore Protection Manual, SPM (1984), se ha ido enriqueciendo con nuevas aportaciones de resultados experimentales referidos al valor de KD, por lo que, a pesar de sus inconvenientes, es una de las formulaciones más utilizadas. Los datos que se presentan son sólo para un criterio de daño denominado de no daño, que corresponde a un número de piezas desplazadas comprendido entre 0 y 5%. Este criterio de daño es similar al de inicio de avería. Los valores de KD para la formulación de Hudson que se presentan en la siguiente tabla son los más desfavorables, correspondientes a la ola rompiendo.

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Tipo de pieza

Capas

cot 

KD KD Tronco Morro Escollera rodada lisa vertida 2 1.5 a 3 1.2 1.1 Escollera rodada lisa vertida >3 1.5 a 3 1.6 1.4 Escollera de cantera vertida 2 2.0 2.0 1.6 Escollera de cantera vertida >3 1.5 a 3.0 2.2 2.1 Escollera de cantera colocada (1) 2 1.5 a 3.0 5.8 5.3 (1) Escollera paralelepipédica a*a*3a colocada 2 1.5 a 3.0 7.0 ---Tetrápodos y cuadrípodos coloc. aleatoria 2 1.5 7.0 5.0 2.0 7.0 4.5 3.0 7.0 3.5 Tribar, colocación aleatoria 2 1.5 9.0 8.3 2.0 9.0 7.8 3.0 9.0 6.0 Tribar, colocación uniforme (1 capa) 1 1.5 a 3.0 12.0 7.5 (2) Dolos, colocación aleatoria 2 2.0 15.8 8.0 3.0 15.8(2) 7.0 Cubo modificado, colocación aleatoria 2 1.5 a 3.0 6.5 ----Hexápodo, colocación aleatoria 2 1.5 a 3.0 8.0 5.0 Toskane, colocación aleatoria 2 1.5 a 3.0 11.0 ----Core-Loc®, colocación especial 1 1.5 16 13 1 2.0 16 13 Accropode, colocación especial 1 1.5 10 10 1 2.0 10 10 X-block® 1 1.33 13 ----1 1.50 15 ----1 2.00 14 ----Cubípodo 1 1.5 12 ----(1) Colocación especial, con el lado mayor de la piedra perpendicular al plano del talud. (2) El valor presentado se refiere al criterio de daño de desplazamiento de piezas menor del 5%, lo que implica un elevado nivel de movimientos en las piezas (rocking). Si no se desea rocking (daño < 2%), hay que reducir KD a la mitad.

En el caso de querer utilizar otros niveles de daño, el SPM ofrece la siguiente tabla en la que se presenta los factores por los que hay que multiplicar la ola de diseño correspondiente al daño entre 0 y 5%, para obtener otro nivel de avería, definido en % de piezas desplazadas.

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Pieza Escollera redondeada lisa Escollera de cantera Tetrápodos, cuadrípodos Tribar Dolos

Daño en % de piezas desplazadas 0 a 5 5 a 10 10 a 15 15 a 20 1.00 1.08 1.14 1.20

20 a 30 1.29

30 a 40 1.41

40 a 50 1.54

1.00 1.00

1.08 1.09

1.19 1.17

1.27 1.24

1.37 1.32

1.47 1.41

1.56 1.50

1.00 1.00

1.11 1.10

1.25 1.14

1.36 1.17

1.50 1.20

1.59 1.24

1.64 1.27

El SPM recomienda utilizar como parámetro H, la altura media del 10 % de las mayores olas, H1/10. Para obtener este valor se emplea la tabla vista anteriormente H1/10 =1,8 · H rms = 1,271 · Hs

4.7.3. FORMULACIÓN DE VAN DER MEER

Tiene en cuenta más variables que las anteriores y un mayor número de situaciones. Así como las anteriores calculan N o KD, al inicio de la avería Van der Meer propone fórmulas distintas para escollera y otros elementos. Aparecen nuevas variables como son: a) S (Índice de daños) que representa el porcentaje de área dañada (aproximadamente igual a 2) b) Nº de Iribarren

La Hs se toma siempre a pie de dique, pero L se considera siempre en aguas profundas:

Siendo Tm el periodo medio Tp = 1,2 Tm (Tp = Periodo de pico) c) Duración del temporal N (número de olas = 1000) d) Porosidad aparente o permeabilidad P. Cuanto más poroso es un dique más estable es ya que genera mayor pérdida de energía. Su valor es el siguiente, según los casos:

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a) Si P = 0,1. Terrenos impermeables en el núcleo, se pone filtro y dos capas en el manto. b) C-2.-Si P = 0,4. Se pone núcleo, filtro y dos capas en el manto. c) C-3.-Si P = 0,5. Se pone núcleo y dos capas en el manto. d) C-4.-Si P = 0,6 No hay filtro, ni núcleo, todo el dique está formado por elementos iguales en el manto.

Con los parámetros citados y en función del tipo de elemento que constituye el manto principal y en su caso el modo de rotura del oleaje Van der Meer propone las siguientes fórmulas: a) Escollera Existen dos tipos de rotura, según el valor del número de IRIBARREN: -

VOLTEO, si

-

COLAPSO, si

Llamando:

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A la vista de estos datos, las ecuaciones de cálculo serán las siguientes:

a.1.-VOLTEO

a.2.-COLAPSO

b.-Cubos En este caso la expresión a utilizar es la siguiente: 0, 4 H N od H  (6,7  0,3  1)   s Dn50 N  Lo

  

0 ,1

Siendo: Nod =0,5 (indica el nivel de avería) Lo para el período medio =g·Tm2 / 2·π Esta fórmula vale para valores de α menores del que se obtiene de la ecuación: cotg α = 1,5 Por otro lado, a falta de datos más fiables se debe tomar N = 1000 olas.

c.-Tetrápodos En este caso la expresión es:

H N 0,5 H  (3,75  0od, 25  0,85)   s Dn 50 N  Lo

  

0 , 2

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para : cotg α = 1,5 Es de hacer notar que: - En cubos y escollera el fallo será gradual - Los tetrápodos tienen un fallo de tipo intermedio - En los dolos, acrópodos, CORE-LOC el fallo será rígido pues funcionan a trabazón como una sola capa y por lo tanto la avería progresa rápidamente

d.-Acrópodos Nod = 0 ya que no se permite el inicio de avería.

e.-Core-loc Solo podemos usar Hudson.

4.8.-CÁLCULO DE NÚCLEO Y MANTOS SECUNDARIOS 4.8.1.-Núcleo El núcleo deberá cumplir las funciones de: 1) amortiguación de la energía de las oscilaciones del mar 2) soporte de mantos 3) transmisión de esfuerzos al terreno. La anchura y altura de su coronación se determinarán en función de la anchura del espaldón y de los procesos constructivos, en particular la circulación de vehículos de obra y las dimensiones de la base de la grúa. A tal efecto, se recomienda construir el núcleo con los taludes de barlomar y sotomar de proyecto, con todo uno de cantera cuyo granulometría se encuentre en los intervalos [1 < Wn(Kg) < 100], pudiendo tener como máximo un 10% de material inferior a 1Kg y un 5% de material superior a 100Kg. Se cuidará que la capa de contacto del núcleo con el terreno natural satisfaga los requerimientos de filtro y fricción entre piedras y capas de los diferentes materiales. Debidamente justificado se podrá dimensionar el núcleo con otros tamaños e intervalos de tamaños.

4.8.2.-Mantos secundarios: Sobre el núcleo se construirán los mantos secundarios hasta alcanzar el manto principal. El número de mantos, su espesor y el peso unitario de sus piezas dependen de las dimensiones de las piezas del manto principal y de los materiales del núcleo. Salvo justificación los mantos secundarios de piedras naturales tendrán dos capas de piezas. La misión de los mantos secundarios de un dique en talud es doble: 1) facilitar una condición de filtro desde los tamaños correspondientes al manto principal a los del núcleo

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2) generar suficiente rozamiento entre capas de manera que no se faciliten planos de deslizamiento. Para el cumplimiento de la condición de filtro, Bruun (1985) recomienda la utilización de la condición de filtro de Terzaghi:

D85 5 d15 Asumiendo una relación D85/D15 = D50/D15 = 1.41, la relación puede expresarse en términos de los diámetros de los cuantiles 50 de las capas superior e inferior:

D50  2.5 d50 Asumiendo que el peso del cuantil 50 de las piezas puede determinarse elevando al cubo la expresión, la relación entre los pesos del cuantil 50 de las piezas del manto superior e inferior deberá ser menor que 15.

Por lo que respecta al rozamiento entre capas, los valores del ángulo de rozamiento entre capas de escollera de distinto peso disminuyen rápidamente a medida que aumenta la relación entre los pesos de las piezas de las capas contiguas. Los valores del ángulo de rozamiento, , para distintas relaciones de peso entre piezas de capas consecutivas dadas por Bruun and Johannesson (1974) vienen dados en la tabla.

Relación entre pesos W/w 1 2 10 20



tan 

70º 65º 55º 50º

2.75 2.10 1.40 1.20

A la vista de estos resultados y teniendo en cuenta que las pendientes habituales de los taludes oscilan entre 0.7 y 0.3, queda claro que, para los taludes más pendientes, la condición de rozamiento entre capas puede ser más restrictiva que la de filtro.

Como resultado de las anteriores consideraciones, las reglas de buena práctica recomiendan la siguiente relación de pesos de las piezas de capas sucesivas:

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Manto principal/ 1er manto secundario: W50/w50 <10 Entre mantos secundarios: 10 < W50/w50 < 20 Entre manto secundario y núcleo: 10 < W50/w50 < 20

La experiencia española en la explotación de canteras para la construcción de diques se concreta en los siguientes intervalos de tamaños y pesos Intervalos de peso (Kg) 100 - 400 400 - 1500 1500 - 4000 4000 - 7000

W50 / Wef 1.15 1.10 1.05 1.00

Cada intervalo representa los pesos que se suelen obtener en una explotación normal de una cantera y que se pueden seleccionar sin tomar medidas especiales. En consecuencia, es recomendable definir el peso mediana de las piezas de los mantos secundarios teniendo en cuenta estos intervalos “naturales”. El todo uno de cantera recomendado, {Wn  [1 - 100(Kg)]} requiere una selección y retirada de la fracción fina. Wef , se puede estimar como el valor medio del número de piezas por su peso.

4.9.- ESTABILIDAD DE LAS BERMAS INFERIORES. Muchas veces es conveniente, por razones económicas o de medios de colocación, no continuar el manto principal hasta el fondo, sino terminar dicho manto a una determinada profundidad, donde las acciones del oleaje son suficientemente reducidas como para permitir la disminución del peso de las piezas. Como regla de buena práctica, no se debe modificar el peso de las piezas del manto principal por encima del nivel del descenso. Por debajo de este nivel, puede cambiarse el peso de las piezas del manto, lo que usualmente se realiza mediante una berma inferior. Dicha berma debe tener una anchura horizontal mínima de 3 piezas.

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La estabilidad de las bermas inferiores fue analizada por Gerding(1993), que tras una serie de ensayos de laboratorio propuso la siguiente expresión:

  Hs h   0.24  t  1.6   N d0.15   Dn50  Dn50  Donde ht es la profundidad de la coronación de la berma y Nd es un parámetro relativo de daño, que se define como el número de piezas desplazadas en una banda de anchura (en la dirección longitudinal del dique) igual al diámetro del cubo equivalente de la pieza. El valor de este parámetro es aproximadamente igual a la mitad del parámetro de daño S Los valores de Nd y S para un nivel de avería determinado dependen del ángulo del talud, según la tabla:

cot 1.5 2.0 3.0

Inicio de Avería S Nd 1.5 0.75 2.0 1.0 2.5 1.25

Avería de Iribarren S Nd 2.5 1.25 3.0 1.5 3.5 1.75

Por otro lado, es obvio, que a mayor ht, mas estable es la berma, sin embargo cuanto mayor es la altura de ola mayor peso de elementos necesito. En caso de que el suelo sea socavable, es preciso situar debajo de la berma una primera capa de escollera. Su peso sería el que se utiliza para el 2º filtro y su longitud medida desde el pié de la berma no debe ser inferior a 2 m.

En el caso de no existir berma de pie hay que prolongar el manto y enterrarlo en una zanja.

Normalmente KA = 1

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4.10.- DIMENSIONAMIENTO DEL ESPALDÓN Las olas no inciden directamente sobre el espaldón, sino que rompen en el talud y llegan rotas. Las principales funciones de los espaldones son: -

reduce el rebase impermeabiliza el núcleo por la parte superior reduce la cantidad de materiales sueltos accesibilidad (por avería, instalaciones…)

Para el cálculo de fuerzas sobre espaldones de diques en talud protegidos o no por un manto de bloques o de escollera, se presenta el método de Martín et al. (1999) Del estudio de los resultados de la experimentación los autores han verificado que una única ola genera dos máximos relativos de fuerza; el primero de los máximos es debido a la deceleración del frente de la onda, mientras que el segundo se produce durante el descenso de la masa de agua acumulada contra la estructura. Es decir, el primero es debido principalmente a deceleraciones horizontales y el segundo a aceleraciones verticales. No solo el origen de los dos picos es distinto, también la distribución de presiones a lo largo de la pared revela características diferentes y por tanto NO se pueden sumar. Las presiones debidas al primer pico y calificadas como presiones dinámicas, Pd, en la figura se muestran un perfil vertical prácticamente constante. Sin embargo, las debidas al segundo pico pueden calificarse de pseudohidrostáticas, Ph, creciendo en vertical con una razón próxima a g.

Presión dinámica

Presión pseudohidrostática

El método está diseñado para calcular el empuje sobre un espaldón generado por la acción de olas que no rompen directamente contra el espaldón, es decir aquellas que rompen antes de abordar el dique o aquellas que rompen sobre el talud. Por lo tanto el método NO es aplicable en aquellos casos en que la ola impacta rompiendo directamente sobre el espaldón, que deberá ser dimensionado empleando métodos para diques mixtos. En resumen, el método de cálculo propuesto solo puede ser aplicado para olas que no rompen en voluta o descrestamiento contra el espaldón. Por ello, antes de su aplicación habrá de

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verificarse que las condiciones geométricas del talud, anchura de berma y características del oleaje, altura H y período T, garantizan las condiciones requeridas. - Aquellas ondas con números de Iribarren superiores a tres nunca romperán en voluta o en descrestamiento, por lo tanto el método será aplicable a cualquier onda con número de Iribarren mayor que 3. - Para las ondas con números de Iribarren menores que tres, en primer lugar habrá que verificar si la onda rompe por fondo antes de alcanzar el dique. Si es así, el método puede seguir aplicándose. De no ser así, habrá de estudiarse el comportamiento de la onda sobre el talud de escollera. Si la geometría de la escollera garantiza que la onda rompe sobre ella, se asegura que no se produce el impacto sobre el espaldón. En concreto las características de la escollera a tener en cuenta serán el francobordo de la berma superior (Fc) y la anchura de la berma de coronación (B).

4.10.1.- PRESIONES DINÁMICAS SOBRE LA CARA FRONTAL DEL ESPALDÓN

Desde un punto de vista estructural se puede distinguir en el espaldón dos partes claramente diferenciadas: la parte superior con un frente expuesto a la acción directa de las olas y la parte inferior que se encuentra protegida por el manto de escollera, recibiendo la acción del oleaje "filtrado" por la estructura porosa. Consecuentemente las leyes de presiones propuestas distinguen ambas situaciones. 4.10.1.1. Zona expuesta. Se considera que en la parte superior del espaldón la ley de presiones máximas es uniforme y ocurre simultáneamente con el instante de máximo ascenso del agua sobre la obra. Denominando Fc al francobordo de la berma superior (distancia vertical desde el nivel medio del mar de cálculo hasta la berma superior) y s al espesor de la lámina de agua a la cota de coronación de la escollera, ver figura adjunta, la ley máxima de presiones dinámicas se puede expresar como:

Pd    g s válido para

Ac  z  Ac  s

donde  es la densidad del agua de mar, 1.025 Kg/m3, g la aceleración de la gravedad y  es un parámetro que contiene información de la celeridad de aproximación de la lámina de agua de anchura s, y que será función del máximo ascenso potencial del agua por el talud (Ru) y del ángulo del mismo, .

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Ascenso de la ola por el talud

Pd

Pd Pd

Pd

NMR

Pd

Cero o Pra Ps o Pre

 y s se calculan mediante las siguientes expresiones:

 A  s  H I 1  c   Ru  R    2.9   u cos    HI 

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donde HI es la altura de ola de cálculo incidente a pie del talud, Ru es el ascenso sobre un talud de similares características pero indefinido (sin espaldón) y  es el ángulo del talud. Para el cálculo del ascenso se recomienda el método de Losada y Giménez - Curto (1981), en el cual, el ascenso viene determinado por la expresión:

Ru  Au 1  exp Bu I r  HI

4.10.1.2. Zona del espaldón protegida por los mantos. En la zona del espaldón protegida por los mantos, los esfuerzos de deceleración del frente de la onda son soportados por los elementos del talud. Si los elementos de escollera son suficientemente grandes y/o no se encuentran en contacto directo con el espaldón, no descargarán las acciones sobre éste. Experimentalmente se ha comprobado que la ley máxima de presiones sobre esta parte del espaldón es uniforme y relacionada con la presión Pd. En consecuencia, se admite un coeficiente de reducción, , de las presiones dinámicas en la zona del espaldón situada bajo la cota Ac. Dicha reducción está originada por la existencia del talud, y se ha evaluado a partir de los resultados experimentales, pudiendo ser definida por la expresión.

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El coeficiente de reducción , obtenido experimentalmente, se representa en la figura anterior, en función de la anchura relativa de la berma, es decir, B es la anchura de la berma y L la longitud de onda a pie de dique (ec de dispersión).

4.10.2.-LEYES DE PRESIONES PSEUDO - HIDROSTÁTICAS SOBRE LA CARA FRONTAL DEL ESPALDÓN. De la observación de las curvas presión - tiempo se ha verificado que las máximas presiones debidas a la acumulación de agua contra el espaldón no se producen en el instante de máximo ascenso, sino ligeramente después, durante el proceso de descenso de la columna de agua, sin embargo en el método, a efectos prácticos, se realiza la hipótesis de que las máximas presiones ocurren simultáneamente con el máximo ascenso. Experimentalmente se ha comprobado que las leyes de presión pseudo - hidrostáticas en la totalidad del espaldón son proporcionales a la altura de la columna de agua con coeficiente de proporcionalidad µg donde µ, ver figura, es un factor menor que la unidad. Consecuentemente, la ley de presiones máximas pseudo - hidrostáticas se puede calcular mediante la expresión:

Ph z     g s  Ac  z  ; válido para : cot a de cimentació n  z  Ac  s

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donde: B: Anchura de la berma. n: número de piezas que forman la berma. le: lado equivalente de las piezas de la berma.

4.10.3.- SUBPRESIONES

Las subpresiones debidas a las presiones dinámicas tendrán forma triangular. La presión en la zona delantera de la base del espaldón será igual a Pd. La presión en la zona posterior de la base es despreciable,  0. Las subpresiones debidas a las presiones pseudo – hidrostáticas tendrán forma trapezoidal. La presión en la zona delantera de la base del espaldón, Pe, será igual a:

Pe = µ  g (Ac + s – zb ) en el punto zb = cota de cimentación del espaldón. Es decir, la presión actuando en la base del espaldón es igual a la que actúa sobre el frente de este a la misma cota (condición escalar de la presión). La presión en la parte posterior del espaldón solamente será relevante si la cota de cimentación del espaldón se encuentra por debajo de la amplitud de la onda transmitida, o en otras palabras, si está en contacto con el agua. En este caso, la presión en la zona posterior del espaldón, Pa, se calcula mediante la gráfica, en función de la anchura del espaldón, F, de la porosidad del material sobre el que esté cimentado el espaldón y de la presión en la zona delantera Pe del espaldón.

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Porosidad 0.5

Después de Losada, 1993 Coeficiente de fricción=0.75

Porosidad 0.4

Porosidad 0.3

4.10.4.- COEFICIENTES DE SEGURIDAD A DESLIZAMIENTO Y VUELCO DEL ESPALDÓN. Una vez determinadas las leyes de presiones, se calculan, independientemente para las presiones dinámicas y la pseudohidrostáticas, las fuerzas horizontales, FH y sus momentos correspondientes, MH actuantes sobre el paramento frontal vertical del espaldón. Asimismo se calculan las fuerzas de subpresión, FS y sus correspondientes momentos, MS. Conocidos estos valores y el peso, FW y momento de vuelco debido al peso, MW, del espaldón, los coeficientes de seguridad a deslizamiento y vuelco serán:

CSD 

 FW  FS  Fuerzas estabiliza ntes  Fuerzas favorables al deslizamiento FH

CSV 

MW Momentos estabiliza ntes  Momentos favorables al deslizamiento M H  M S

Los valores mínimos de los coeficientes de seguridad serán 1.4.

4.11.- MORRO Un punto muy importante porque suelen ser el más delicado y donde se producen las acciones más violentas del oleaje suele ser el extremo del dique o morro, y si éste se destruye acaba por destruirse el resto de la obra. Los morros suelen hacerse en talud o verticales, los dos presentan ventajas e inconvenientes dependiendo la elección del tipo de una serie de circunstancias.

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Por efecto de la expansión lateral del oleaje y más en el caso de puertos con profundidades casi uniformes, las olas se propagan en forma concéntrica, con lo que los esfuerzos se dirigen en sentido normal a las generatrices del morro si es de forma de talud, con lo que los bloques se encuentran sometidos a esfuerzos diferentes de los que obran sobre los taludes ordinarios. Iribarren aconseja que en el morro se dispongan bloques de un peso de 1,5 a 2 veces superior al del manto del dique. El gran inconveniente de los morros de talud, consiste en que exige una amplitud de bocana grande, ya que los barcos tienden a separarse en la navegación todo lo posible del morro para evitar el peligro de tocar los mantos. Para evitar estos inconvenientes se construyen muchas veces los morros de tipo vertical que ofrecen ventajas indudables en orden a la navegación y a la seguridad técnica pero que presentan unos grandes problemas de estabilidad con independencia de que son más costosos que los morros de talud. Generalmente se construyen o bien a base de grandes bloques o de cajones flotantes fondeados o por cajones de aire comprimido. El primer problema que presenta es que al trabajar como dique vertical debe estar cimentado a profundidades superiores a los 4H para que no se produzca la rotura de la ola sobre su pié, después existe el de la unión de la sección con talud inclinado del dique, pues la ola trabaja de modo distinto en las dos secciones y por último hay que considerar la calidad del terreno de cimentación, pues por lo grandes pesos que supone el morro da lugar a unas cargas unitarias considerables. Se adopta como predimensionamiento para el valor del peso de las piedras del morro: Wmorro =1,5 Wmanto

4.12.- PROCESO CONSTRUCTIVO 4.12.1. ACTIVIDADES PREVIAS Antes de iniciar la construcción del dique se realizarán, si son necesarias, las siguientes actividades:  Reconocimientos batimétricos del área donde se asienta el dique y de las adyacentes que puedan ser afectadas por el mismo.  Reconocimientos geológicos y geotécnicos para conocer las características del terreno donde se va a cimentar la estructura: granulometría, cohesión, ángulo de rozamiento interno, capacidad portante (módulo de deformación, resistencia a compresión…)  Previsiones de los climas marítimos y de meteorología. Conocimiento de la dirección, período y altura de ola obtenido de los datos de las boyas. Con estos datos se realizarán los estudios de propagación hacia la zona de nuestra obra. También se

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deberá obtener información de las direcciones y velocidades de las corrientes así como de la velocidad del viento.  Determinación de los umbrales de riesgo durante la ejecución, calculando las alturas de ola incidente que producen daños no tolerables a los distintos mantos que se construyen o que provocan rebases no tolerables, estableciendo un protocolo de actuación en cada caso (refuerzo de taludes retirada de personas, maquinaria, activación de alarmas...). 4.12.2.- MATERIALES En la construcción de diques se llegan a demandar cantidades muy importantes de materiales. Esto exige, de cara a la planificación de la obra, realizar una previsión de las necesidades de suministro diarias de cada uno de los tipos de material que se va a necesitar como, por ejemplo, todo-uno, escolleras naturales o artificiales, hormigones para espaldones, etc. Para ello hay que tener en cuenta los siguientes aspectos: • La disponibilidad de canteras. Imprescindible para construir el dique. • La explotación de la(s) cantera(s). • El transporte a la obra o al lugar de acopio. • Los acopios en cantera(s), en obra o intermedios. • Los medios de carga, transporte y colocación en obra, tanto terrestres como marítimos. El control de las características de los materiales, para asegurar que se cumplen las especificaciones del Pliego, se efectuará sin interferir en los procesos productivos y, en principio, se debe realizar en origen, esto es, en las canteras, en las plantas y en los parques de fabricación. El problema principal consiste en encontrar una cantera que pueda suministrar la suficiente cantidad de cantos de los peso exigidos y que la roca sea de buena calidad y de la mayor densidad posible. No es siempre posible encontrar canteras adecuadas en la proximidad del puerto, en este caso no debe vacilar en su búsqueda aún a gran distancia.

Cuando no es posible conseguir cantos de escollera del peso requerido para formar el manto protector exterior del dique es necesario utilizar bloques artificiales, generalmente de hormigón ciclópeo. Estos bloques se construyen en una orilla próxima al dique sobre una explanada horizontal en ocasiones en hiladas superpuestas para ahorrar espacio y dejando entre las pilas espacios suficientes para permitir el paso de las grúas titanes o de los portabloques.

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Estos bloques deben dejarse fraguar bastante tiempo, hasta dos y tres meses, si bien el tiempo de curado y endurecimiento depende de la calidad y características del hormigón y de las condiciones meteorológicas del lugar.

4.12.3.- EJECUCIÓN DE LA CIMENTACIÓN La cimentación siempre supone realizar una excavación más o menos profunda en el fondo marino hasta la cota en que se debe iniciar el núcleo y los mantos. En terrenos poco resistentes se realizará una mayor excavación, sustituyendo el terreno por otro más competente que soporte las cargas que va a recibir, hasta la cota mencionada. Se espera el tiempo necesario para que el suelo se consolide y aumente su capacidad portante por efecto de la carga que soporta y a continuación se coloca el resto del material que constituye el dique, transmitiendo al terreno ya consolidado unas cargas que son admisibles.

4.12.4. COLOCACIÓN DEL NÚCLEO Y DE LOS MANTOS Los diques se encuentran sometidos a las acciones del oleaje y durante su construcción existen partes de los mismos desprotegidas, que carecen de los mantos de protección en su totalidad y, por tanto, su capacidad para soportar la acción del oleaje es sensiblemente inferior a la que presenta el dique terminado. Esta situación obliga a construir los mantos, tanto los secundarios como manto principal lo antes que se pueda, de forma que el núcleo y los mantos irán avanzando conjuntamente casi a la vez. La necesidad de trabajar en un escenario en el que el oleaje incida directamente sobre el núcleo puede obligar a que tanto las partes emergidas como las situadas en profundidades someras deban ser construidas en períodos de calma. La forma de construir estas obras es mediante terraplenes sucesivos. Los materiales del núcleo son vertidos en el mar hasta que emergen, constituyendo así un nuevo terraplén que nos permita ir añadiendo material a lo largo del eje longitudinal de la obra.

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4.12.4.1. Taludes y alturas del frente de vertido Los taludes, que de forma natural, adquieren los materiales con los que se construyen los diques, en ausencia de mareas y oleaje, son:  Todo-uno entre 1,1:1 y 1,3:1  Escolleras entre 1:1 y 1,25:1 Con los taludes naturales la estabilidad de los diques es precaria, y tanto más precaria cuanto mayor sea la altura del frente de vertido, por lo que ésta última se debe limitar. A título orientativo se recomienda limitar la altura equivalente del frente heq. heq < 15 m heq= hem + 0,75 hsum siendo: heq = Altura equivalente del frente hem = Altura emergida del frente hsum = Altura sumergida del frente Para diques con alturas totales superiores a 18/20 m, además de los condicionantes reseñados, los volúmenes de material para avanzar cada metro del dique son muy importantes, por lo que es conveniente realizar vertido del material en dos o más fases, de forma que la(s) primera(s) se lleven a cabo con medios marítimos y la última con vertido terrestre sobre la anterior. 4.12.4.2. Equipos marítimos para la colocación del núcleo y de los mantos Los equipos marítimos que se pueden utilizar para colocar el material del núcleo y de los mantos se relacionan a continuación y presentan las siguientes características:  Gánguiles con apertura de fondo o Las capacidades varían entre los 300/400 m3 para los de menor porte y más de 1.000 m3 para los mayores. o La amplitud de la apertura es también variable oscilando entre 1,5/2,0 m para los gánguiles de menor amplitud y 3/4 m para los de mayor apertura. o La velocidad que alcanzan se sitúa entre 2 y 4 m/s a plena carga y entre 2,5 y 6 m/s en lastre. o El calado a plena carga varía de unos modelos a otros oscilando entre 3,5 m y 4,5 m. o Pueden trabajar con Hs ≤ 2m.

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Gánguil con apertura de fondo

 Gánguiles de vertido lateral: Tienen la cubierta sectorizada, por lo que pueden cargar materiales con distintas granulometrías y verterlos en distinto lugar. Se cargan con el auxilio de palas o grúas y tienen gran precisión en la colocación.

Gánguil de vertido lateral  Pontonas : Pueden ser autopropulsadas o remolcadas. Se utilizan para transportar y colocar los materiales de los mantos y, en particular, los grandes bloques que por su tamaño no admiten los gánguiles así como aquellos elementos que deben ubicarse con mucha precisión.

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Pontonas colocando escollera La colocación se debe iniciar, necesariamente, por el núcleo. Es conveniente extender el núcleo en tongadas cuyos espesores no sean superiores a 5 m y proteger los taludes con los distintos mantos a la mayor brevedad posible. Se determinará, para las distintas profundidades, la(s) capa(s) de manto requerida(s) para proteger el núcleo de la acción del oleaje. En función de la altura de ola a la que va a estar sometido, del tamaño de las partículas del material con el que se construye el núcleo y de la profundidad a la que se encuentra la coronación del mismo, puede ser necesaria la instalación de un manto de protección en la superficie superior del núcleo, con la finalidad de estabilizar éste hasta que se complete la sección del dique con vertidos mediante medios terrestres. La colocación de los mantos de protección del núcleo se debe hacer a la mayor brevedad posible, al objeto de reducir la superficie del núcleo sometida a la agitación producida por el oleaje para disminuir los daños en caso de temporal, para asegurar la estabilidad de los taludes y para optimizar la utilización de los materiales procedentes de cantera para disminuir las cantidades de escollera que es necesario acopiar. En general, la colocación de los mantos puede ser: arrojados simplemente, arrojados bajo las indicaciones de los buzos, y colocados. Se usa el primer método principalmente para las partes bajas, el segundo para las partes altas y el tercero para las coronaciones. Para el control de la colocación se tendrá en cuenta que las dos características que condicionan la estabilidad de los diques en talud frente al oleaje son: las propiedades de las partículas (peso, forma y densidad) y el talud. Por ello se establecerán procedimientos para verificar: o Las características físico-químicas de las escolleras naturales y artificiales que establezca el Pliego del Proyecto. o La geometría de las capas -talud y espesor-. o Los controles no interfieran en los procesos constructivos.

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4.12.4.3. Colocación del núcleo y de los mantos con medios terrestres

Colocación de mantos La secuencia cronológica de colocación del núcleo y de los mantos de protección con medios terrestres es la siguiente:     

Los camiones descargan el material del núcleo en la zona inmediata al frente de avance. Con un tractor se empuja el material que habitualmente queda colocado con un talud entre 1,1:1 y 1,3:1. Con una retroexcavadora se rectifican los taludes hasta conseguir, dentro del alcance de la máquina, los taludes del Proyecto. A continuación, las partes del talud que no han podido ser rectificadas con la retroexcavadora se completan colocando el material con una bandeja accionada por una grúa o vertiéndolo desde un gánguil. Tras comprobar la correcta colocación del núcleo se actúa de forma análoga con las siguientes capas del manto.

Las escolleras naturales o artificiales mayores de 30 kN se colocan de forma individualizada con grúa, la cual debe tener un sistema de posicionamiento por coordenadas. La separación entre las zonas de colocación de las distintas capas debe ser la menor posible, siendo conveniente que la distancia entre ellas no sea mayor que la longitud de dique que se construye en 2 días, de forma que en 7 días -período de tiempo que abarcan las previsiones sobre clima marítimoel dique pueda quedar protegido.

4.12.5. PREVENCIÓN DE DAÑOS PRODUCIDOS POR EL OLEAJE DURANTE LA CONSTRUCCIÓN Durante la construcción de un dique en talud hay zonas en las que el núcleo está sin proteger por la capa de filtro, y otras en las que no se ha colocado todavía el manto principal sobre la capa de filtro. Para poder planificar y construir adecuadamente un dique y, en particular, para

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determinar los desfases en la colocación de las distintas capas, se debe proceder de la siguiente forma:  Verificar que la anchura y la cota de la coronación de la plataforma de avance considerada en el Proyecto son adecuadas al clima marítimo previsto para el período durante el que se va a construir y a los medios que se van a emplear.  Prever las alturas de ola incidente en las zonas sensibles del dique en construcción, mediante el control continuo de los registros de las boyas y de la previsión del comportamiento del oleaje en las mismas. En función de las previsiones estimar la Hs que produce daños no admisibles en cada capa y en el resto del dique, relacionando la Hs con los registros de las boyas más cercanas.  Redactar procedimientos de actuación cuando se prevea la llegada de olas con una altura que pueda producir daños.  Mantener acopios de escolleras de distintos tamaños para poder reforzar, de acuerdo con los procedimientos de actuación, los diques ante la previsión de los temporales.  La combinación de altura de ola, nivel del mar y cota de coronación del dique puede producir rebases que dañen el trasdós de la estructura del dique y a las personas o los equipos que permanezcan sobre él. Esta circunstancia exige adoptar y observar medidas de seguridad muy estrictas en la construcción de los diques.  Construir morros de invernada cuando el plazo de ejecución del dique exceda de la duración de los períodos de calma. Estos morros deben ser retirados antes de seguir el dique..  Durante la construcción las acciones del oleaje en el lado interior del dique pueden ser muy superiores a las que tendrá cuando esté construido.

4.12.6.- SUPERESTRUCTURA DE DIQUES EN TALUD Los procesos de ejecución de la superestructura de los diques, varían de forma significativa en función de los aspectos siguientes: •

 

El clima marítimo, puesto que la acción combinada de las mareas y el oleaje afecta a las fases constructivas. Puede ser conveniente construir la parte inferior del espaldón durante los períodos de calma y la parte superior, aquélla que se encuentra por encima de la acción de los oleajes esperables, en épocas de mayor agitación. El ancho de la plataforma ya que en ocasiones la construcción de losas y espaldones hay que compatibilizarla con el paso de los camiones que transportan el material al frente de avance. Los asientos del dique, dado que cuando los terrenos sobre los que se construyen los diques experimentan asientos significativos se debe tener en cuenta esta circunstancia e iniciar la construcción de losas y espaldones cuando los asientos remanentes sean admisibles.

Durante la ejecución es necesario hacer una previsión de los posibles rebases y arbitrar un procedimiento de prevención instalando alarmas para retirar las personas y los equipos de las zonas con riesgo de rebase.

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Ejecución del espaldón del dique

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