PROYECTO DE CONSTRUCCIÓN DE (EL PUERTO DE SANTA …

PROYECTO DE CONSTRUCCIÓN DE COLECTOR DE DESAGÜE DE LA ZONA DE

LA FLORIDA. FASE I (EL PUERTO DE SANTA MARÍA)

MEMORIA



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1. ANTECEDENTES ......................................................................................................... 2

2. OBJETO DEL PROYECTO……………………….…………………………………………..3

3. DESCRIPCIÓN DE LA SOLUCIÓN............................................................................... 3

5. DESCRIPCIÓN DE LAS OBRAS .................................................................................. 7

6. JUSTIFICACIÓN DEL DIMENSIONAMIENTO .............................................................. 9

7. IMPACTO AMBIENTAL............................................................................................... 10

8. SERVICIOS AFECTADOS .......................................................................................... 10

9. COORDINACIÓN CON ORGANISMOS...................................................................... 13

10. PLAZO DE EJECUCIÓN .......................................................................................... 14

11. JUSTIFICACIÓN DE PRECIOS ................................................................................ 14

12. RESUMEN DE PRECIOS ......................................................................................... 15

13. CLASIFICACIÓN DEL CONTRATISTA ..................................................................... 15

14. REVISIÓN DE PRECIOS .......................................................................................... 15

15. DECLARACIÓN DE OBRA COMPLETA ................................................................... 16

16. DOCUMENTACIÓN INTEGRANTE DEL PROYECTO.............................................. 16

17. CONCLUSIÓN .......................................................................................................... 18



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1. ANTECEDENTES

El Plan de Abastecimiento y Saneamiento Integrales (PASI) de El Puerto de Santa

María, aprobado por la Excma. Corporación Municipal en sesión Plenaria de fecha 10 de

diciembre de 1.987, se está desarrollando conjuntamente entre el Excmo. Ayuntamiento

de El Puerto de Santa María y la Consejería de Obras Públicas y Transporte de la Junta

de Andalucía.

De acuerdo con el citado convenio se afronta la construcción de los colectores

necesarios para el saneamiento de El Puerto de Santa María. La descripción de las obras

de los colectores necesarias en la zona correspondiente a la zona norte, está

desarrollada en el “Proyecto de red de colectores de la zona norte de la ciudad”, el cual

contempla la totalidad de las obras necesarias (colectores generales, ramales

secundarios, estaciones de bombeo, etc) y fue aprobado por el Consejo de

Administración de APEMSA en abril de 1993.

Con la construcción del desdoblamiento de la N-IV, la evacuación de las aguas

pluviales queda interrumpida, por lo que la evacuación de dichas aguas no queda

solucionada. De hecho, el problema se ve agravado por el crecimiento de la zona

urbanizada experimentado en los últimos años y con las previsiones de crecimiento

actuales.

Es pues necesario resolver la evacuación de las aguas pluviales recogiéndolas en

la margen derecha de la N-IV y cruzándola, conducirlas a los puntos de vertido que

desaguan a los caños de la marisma, para su desagüe al río Guadalete.

En el año 2000, APEMSA contrata la asistencia técnica para la Redacción del

Estudio de alternativas para el drenaje de la zona norte de El Puerto de Santa María. En

dicho estudio se analiza el desarrollo urbanístico de dicha zona y se plantean soluciones

para resolver el drenaje de la misma, considerando los caudales futuros de acuerdo con

el planeamiento vigente.



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La Zona de La Florida queda englobada dentro de dicho sistema de drenaje.

En un principio se desarrollo una solución a través de un colector tipo marco

rectangular de hormigón que recogía los vertidos de aguas pluviales desde la calle Pintor

Juan Miguel Sanchez Fernández y tras cruzar la carretera N-IV y la vía del ferrocarril

desagüaban en el Caño del Molino.

Este proyecto inicial se ha dividido en dos fases:

1. Fase I. Desde la Calle Pintor Juan Miguel Sanchez Fernández

hasta la N_IV.

2. Fase II. Desde justo antes del cruce con la N-IV, hasta el desagüe

final en el caño del molino.

En el tramo inicial, (Fase I objeto del presente proyecto) por motivos que a

continuación se detallan se ha optado por aprovechar el canal existente, y proyectar una

conducción paralela de Hormigón Armado de sección Moduloval de 235x135 , y un

colector circular de 1800 mm de diámetro.

2. OBJETO DEL PROYECTO

El objeto del presente proyecto es la definición y descripción de las obras

necesarias para la recogida y evacuación de los vertidos de aguas pluviales de la zona

de la Florida, conduciéndolas hasta la arqueta de conexión entre las dos fases previstas

3. DESCRIPCIÓN DE LA SOLUCIÓN.








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Para esta cuenca se establece un colector que recoja la zona de la Florida y cruce

la carretera N-IV dirigiéndose hacia el punto de vertido situado en el Caño del Molino

situado al Sur de la Estación de Tren del Puerto de Santa María.

Además se recogerán distintas conducciones durante el trazado del canal,

comenzando por tres conducciones al principio del canal , de diámetros de 1000 a 1800

mm, como una conducción de fecales que se desvía a una arqueta del canal y diversos

bombeos que se recogen en planos y el anejo correspondiente de desarrollo de la

solución.

Así pues, el proyecto consiste en desarrollar el tramo de colector comprendido

entre la carretera y el punto de vertido, recogiendo las aguas pluviales de la zona de la

Florida.

En un principio se desarrolló un solo proyecto que recogiese las obres necesarias

para evacuar la zona de la florida desde, la calle Juan Miguel Sánchez Fernández hasta

el caño del molino. Se pensó en demoler el canal existente paralelo a la antigua vía del

Ferrocarril, y construir un marco rectangular de dimensiones variables según los tramos,

desde el inicio hasta el final.

Durante el desarrollo de estos trabajos el Exmo Ayuntamiento ejecutó las obras

necesarias para la cubrición del canal existente. La demolición de este canal resulta

ahora bastante más onerosa, por lo que Apemsa decidió aprovechar el canal existente y

construir una conducción paralela al mismo de forma que ambas conducciones tuvieran

la capacidad requerida, 16.75 m3/s.

Se decidió entonces dividir la actuación en las dos fases antes mencionadas.

La fase I es objeto de presente proyecto y es la que a continuación pasamos a

describir.

El punto de inicio se sitúa en la confluencia de la carretera Juncal y la calle Juan

Miguel Sánchez Fernández. En ese punto se recogen las aguas de dos colectores



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actuales de ∅1000 y las aguas de cuneta embocadas mediante un tubo ∅1800, por lo

que se ejecuta una arqueta que recoja las tres conducciones.

De ella saldrá el canal existente y la conducción de 1800 mm de diámetro

obtenida por cálculo, finalmente se proyecta en los primeros 177 metros de longitud, una

sección Moduloval de Hormigón Armado de 235x135 MOD 130, cuya sección hidráulica

es equivalente al colector de 1800 mm obtenidos. Este cambio viene condicionado

principalmente por la falta de recubrimiento existente en el cruce del colector por la Avda.

de la Diputación.

La obra finaliza en el p.K. 269,00 conectando con la arqueta A1 de la fase II. Todo

el trazado discurre paralelamente a la antigua vía del ferrocarril.

La rasante en esta zona, la ubicación del punto de conexión, la rasante del futuro

colector y, evidentemente, la rasante del colector objeto de este proyecto, vienen

determinadas por la rasante del punto de conexión, que es existente.

La pendiente del colector de 1800 se dispone igual a la del canal existente.

Durante el trazado justo en en P.K. 175,00 existe un colector general de aguas

fecales de 500 mm que nos condiciona la rasante y por lo tanto la pendiente disponible.

El colector proyectado pasa por arriba de esta conducción general.

A continuación se incluye un cuadro resumen con las conducciones instaladas.

Tramo Sección Pendiente

pK 0,00 – pK 177.00

moduloval

0.7%

pK 177 – pK 269.00

1800 mm

0.8%



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5. DESCRIPCIÓN DE LAS OBRAS

Las obras consisten en la realización de las operaciones necesarias para la

instalación de un colector Moduloval de 235x135 de H.A. en la primera parte de las

obras, y de un colector circular de H.A. 1800 mm de diámetro que recoge las aguas

pluviales de la zona de la Florida, evacuándolas hasta la arqueta A1 proyectada en la

segunda fase del colector de desagüe de la zona de la Florida.

Los conducción se instalan sobre cama de hormigón en masa, rellenando con

suelo seleccionado compactado al 98% PM en tongadas de 20 cm de espesor máximo

hasta el paquete de firme.

Finalmente se repone el firme. La reposición se realiza en el ancho de zanja más

una sobre-excavación de 1 metro a ambos lados de la zanja. El firme se compone de una

capa de zahorra natural compactada al 98% P.M. de 25 cm de espesor. Sobre esta capa

se ejecuta un riego de imprimación EAL-1 (1,5 kg/m2), sobre el cual se extiende una capa

de aglomerado MBC S-20 de 5 cm de espesor. A continuación se extiende un riego de

adherencia ECR-1 (1,5 kg/m2) y sobre este una capa de microaglomerado de 2 cm de

espesor. Estas dos últimas capas se extienden en todo el ancho de la calzada.

Las zanjas irán entibadas convenientemente para profundidades de excavación

superiores a 1,4 m. Además se dispondrá de sistema de agotamiento tipo well-point.

Los pozos y arquetas de registro, se sitúan a lo largo de la red, en puntos de

intersección de conducciones y en puntos de cambio de pendiente y alineación, de forma

que la distancia entre ellos no sea mayor de 50 metros. Se tiene contemplada la

instalación de arquetas de registro en los quiebros e incorporaciones, y de pozos de

registro de diámetro 1,20 m sobre la tapa de las arquetas. Las arquetas serán de

hormigón armado según planos de detalle. Los pozos de registro serán de anillos

prefabricados de hormigón en masa de espesor mínimo de pared de 20 cm.

Las tapas serán de fundición dúctil acerrojadas y estancas capaces de soportar

tráfico pesado, modelo APEMSA Saneamiento.



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A continuación se incluye un cuadro resumen con las características técnicas del

presente proyecto.

Diametro (m) Longitud (m)

Moduloval 235x135 177 Tuberías

Tubería HA 1800 92

Arquetas 9 - -

6. JUSTIFICACIÓN DE DIMENSIONAMIENTO

Como base para el dimensionamiento se han contemplado los vertidos de aguas

pluviales.

Los caudales se obtienen del Estudio de Alternativas para el drenaje de la Zona

Norte, según instrucciones de APEMSA, ya que en este se realiza un estudio hidrológico

de la zona considerando el crecimiento de la misma previsto en el planeamiento vigente.

Dichos caudales son:

Tramo 1: 16,75 m3/s

Tramo 2: 20,68 m3/s

Tramo 3: 21,63 m3/s

Tramo 4: 22,15 m3/s

Los diámetros deben fijarse teniendo en cuenta las posibilidades de

asentamientos o pérdidas de carga por incrustaciones, o el sistema de limpieza. Es

recomendable que, al menos un 15-20 % de su altura quede libre, permitiendo así la



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circulación de aire, produciendo la aireación del agua manteniéndose unas condiciones

aerobias.

Las pendientes adoptadas en los tramos de conducción se ajustan al terreno y el

método constructivo en las conducciones de nueva ejecución, procurando atenerse a dos

condicionantes extremos: a caudales bajos, no se producirán sedimentaciones, y a

caudales altos se evitan fuertes velocidades, que con presencia de materiales abrasivos

arrastrados pueden deteriorar la tubería.

La velocidad de circulación del agua es admisible, siempre que se encuentre

dentro de los límites 0,5-5 m./seg., para evitar problemas de sedimentaciones o erosiones

en la sección considerada.

El cálculo de las mismas se realiza mediante la fórmula de Manning, que para

conducciones a sección parcialmente llena debe corregirse aplicando los coeficientes

correctores de Thormann-Franke.

7. IMPACTO AMBIENTAL.

Las obras que comprenden el presente proyecto, se encuentran enmarcadas en el

Termino Municipal de El Puerto de Santa María, al límite del Parque Natural Bahía de

Cádiz, pero sin encontrarse incluidas en el mismo.

Se trata de obras de conducción de aguas pluviales en zona urbana, por lo que no

es necesario realizar una evaluación de impacto ambiental, al no estar incurso en

ninguno de los supuestos recogidos en la ley 7/2007 de 9 de julio de Gestión Inte-

grada de la Calidad Ambiental.

No obstante, dada la proximidad de las marismas y la especial sensibilidad de la

zona, al ejecutar las obras deberán adoptarse las medidas necesarias para minimizar el

impacto que las mismas pudieran ocasionar en el entorno.



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8. SERVICIOS AFECTADOS.

Los diversos servicios que resultan afectados por las obras son:

Redes de Agua.

La información analizada ha sido facilitada por APEMSA; según esta, desde el p.k.

inicial hasta el cruce con la carretera N-IV, existe una red de agua paralela al trazado de

la conducción, que pudiera verse afectada por la excavación o por la traza de la

conducción proyectada. Se trata de una tubería de fibrocemento de diámetro ∅450 mm.

Se prevé un cruce con una derivación de esta red, de FD ∅200 mm, en el cruce con la

Avenida Diputación. Así mismo, en el cruce con la carretera N-IV se afecta una tubería

FD ∅300 mm, con la que se cruza, y discurre paralela a la conducción de la

Confederación Hidrográfica del Guadalquivir, que también resulta afectada.

De la información obtenida, no se prevén mas afecciones hasta llegar al Polígono

el Palmar, donde se prevén diversos cruces con tuberías de FC ∅200 mm y ∅100 mm,

existentes en la calle Francisco Cossi Ochoa. No obstante estas ultimas quedan fuera de

fase objeto del presente proyecto.

Se desconoce la profundidad de las redes de abastecimiento, por lo que

previamente a la ejecución de las obras será necesario proceder a su localización exacta

mediante la apertura de catas, determinando si será necesario el desvío de la red de

aguas, o tan solo la protección y desvío provisional de las mismas durante la ejecución de

las obras.

Red de Saneamiento.

De la información facilitada por APEMSA no se observan inferencias con redes de

saneamiento distintas de las que son objeto de este proyecto.

Las conducción de aguas pluviales que se interceptan quedan incorporados a la

conducción proyectada. Su incorporación se realizará a las arquetas señaladas en los



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planos. Las conducciones de aguas fecales se desvían, quedando estos desvíos

recogidos en el proyecto

En todo caso será necesario garantizar el servicio durante la ejecución de las

obras, por lo que las mismas se programarán de forma adecuada y se establecerán los

desvíos necesarios, así como se adoptarán las medidas de protección y mantenimiento

necesarias.

Electricidad.

De la información facilitada por la Cia. Sevillana de Electricidad, se aprecian

afecciones con redes de alta y media tensión subterráneas que será necesario cruzar.

En la barriada de Pinillo Chico, cruzamos una red de media tensión subterránea,

proveniente de la avenida de Diputación.

De la ubicación de las redes subterráneas de baja tensión no se tiene información, pero

es posible que alguna resulte afectada.

Por tanto, previamente a la ejecución de las obras se procederá a la localización

exacta de dichas redes, contactando con la compañía explotadora para definir las

medidas de protección y forma de ejecución de los trabajos en los cruces. Además se

adoptarán las medidas de protección, reposición, mantenimiento y desvío, tanto

provisionales como definitivas, de las redes afectadas.

Gas Natural.

No existe red de gas afectada por las obras.



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Teléfono

De la información obtenida de la Cia. Telefónica no se prevén cruces con redes

de telefonía subterráneas en esta fase.

No obstante , previamente a la ejecución de las obras se contactará con

Telefónica y se procederá a la localización exacta de dichas redes, definiendo dicha

compañía las medidas de protección y forma de ejecución de los trabajos en los cruces.

Además se adoptarán las medidas de protección, reposición, mantenimiento y

desvío, tanto provisionales como definitivas, de las redes afectadas.

Cable y telecomunicaciones.

Previamente a la ejecución de las obras se contactará con las compañías

explotadores y se procederá a la localización exacta de dichas redes caso de que estas

existieran en la zona, definiendo dicha compañía las medidas de protección y forma de

ejecución de los trabajos en los cruces.







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9. COORDINACIÓN CON ORGANISMOS.

Durante la ejecución de los trabajos, será necesario contactar con los diversos

organismos y empresas gestoras de servicios para coordinar las diversas actuaciones

necesarios.

10. PLAZO DE EJECUCIÓN

El plazo previsto para las obras es de TRES (3) MESES, como queda justificado

en el correspondiente anejo.

11. JUSTIFICACIÓN DE PRECIOS

Los precios serán los establecidos en el Anejo de Justificación de Precios, y se

han tenido en cuenta a la hora de establecer todas las operaciones auxiliares y/o

complementarias que fueren necesarias para su ejecución, todo ello según dictan las

normas de buena construcción.

12. RESUMEN DE PRESUPUESTOS.

El presupuesto incluye las mediciones de las obras y los correspondientes

cuadros de precios nº 1 y nº 2, con los cuales se han valorado la ejecución material y la

ejecución por contrata, obtenida ésta última de la primera por aplicación de los

coeficientes de Gastos Generales (13%), Beneficio Industrial (6%) e IVA (16%).

En el siguiente cuadro se ofrece un resumen del mencionado presupuesto.



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RESUMEN DE PRESUPUESTO:

1. Pres. Ejecución Material: 270.732,08 €

2. 13% Gastos Generales y 6% Beneficio Industrial 51.439,09 €

3. I.V.A. 51.547,39 €

Presupuesto General (1+2+3): 373.718,56 €

13. CLASIFICACIÓN DEL CONTRATISTA.

En cumplimiento de Real Decreto 2/ 2.000 por el que se aprueba el Texto

Refundido de la Ley de Contratos de las Administraciones Públicas, y del Real Decreto

1098/2001 por el que se aprueba el Reglamento General de la Ley de Contratos de las

AA. PP, se propone que los contratistas deberán tener la siguiente clasificación:

Grupo: E, Obras Hidráulicas.

Subgrupo: 1, Abastecimientos y Saneamientos.

Categoría: e

14. REVISIÓN DE PRECIOS

Para el cumplimiento del artículo 103 del Texto Refundido de la Ley de Contratos

de las Administraciones Públicas, aprobado por Real Decreto 2/2.000 de 16 de junio, y

del artículo 104 del Reglamento General de la Ley de Contratos de las AA.PP, aprobado

por Real Decreto 1098/2.001 de 12 de octubre, las obras que comprenden el presente

proyecto no estarán sujetas a revisión de precios, dado que el plazo de ejecución que se

propone es inferior a un (1) año.

15. DECLARACIÓN DE OBRA COMPLETA

El presente proyecto cumple con los requisitos exigidos en el artículo 125 del

Reglamento General de la Ley de Contratos de las Administraciones Públicas aprobado



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por Real Decreto 1098/2002 de 12 de Octubre, ya que comprende una obra completa,

susceptible de ser entregada inmediatamente al público.

16. DOCUMENTACIÓN INTEGRANTE DEL PROYECTO.

El presente Proyecto contiene los siguientes documentos:

- MEMORIA Y ANEJOS:

ANEJO Nº 1: FICHA TÉCNICA.

ANEJO Nº 2: ANTECEDENTES. DOCUMENTACIÓN BÁSICA.

ANEJO Nº 3: CARTOGRAFÍA Y TOPOGRAFÍA.

ANEJO Nº 4: GEOLOGÍA

ANEJO Nº 5: CLIMATOLOGÍA E HIDROLOGÍA

ANEJO Nº 6: ESTUDIO DE SOLUCIONES.

ANEJO Nº 7: ESTUDIO GEOTÉCNICO.

ANEJO Nº 8: CÁLCULOS HIDRÁULICOS.

ANEJO Nº 9: EFECTOS SÍSMICOS.

ANEJO Nº 10: CÁLCULOS MECÁNICOS DE LAS CONDUCCIONES.

ANEJO Nº 11: CÁLCULOS ESTRUCTURALES.

ANEJO Nº 12: SERVICIOS AFECTADOS Y REPOSICIONES.

ANEJO Nº 13: REPLANTEO.

ANEJO Nº 14: COORDINACIÓN CON ORGANISMOS.

ANEJO Nº 15: EXPROPIACIONES.

ANEJO Nº 16: PLAN DE OBRAS.

ANEJO Nº 17: JUSTIFICACIÓN DE PRECIOS.

ANEJO Nº 18: PRESUPUESTOS.

ANEJO Nº 19: CLASIFICACIÓN DEL CONTRATISTA.

ANEJO Nº 20: FÓRMULA DE REVISIÓN DE PRECIOS.

ANEJO Nº 21: CONTROL DE CALIDAD.



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ANEJO Nº 22: SEGURIDAD Y SALUD.

-PLANOS:

PLANO Nº 1.1.- SITUACIÓN.

PLANO Nº 2.1.- EMPLAZAMIENTO.

PLANO Nº 3.1.- ESTADO ACTUAL.

PLANO Nº 4.1.- PLANTA GENERAL DE LAS OBRAS.

PLANO Nº 5.1.- COLECTOR DE PLUVIALES. PLANTA, PERFIL LONGITUDINAL Y

REPLANTEO.

PLANO Nº 6.1.- COLECTOR DE PLUVIALES. PERFILES TRANSVERSALES.

PLANO Nº 7.1.- DETALLES Y SECCIONES TIPO.

PLANO Nº 8.1.- ARQUETAS DE REGISTRO. FORMAS

PLANO Nº 8.2.- ARQUETAS DE REGISTRO ARMADURAS.

PLANO Nº 9.1.- DESVIOS DE SANEAMIENTO. ESTADO ACTUAL.

PLANO Nº 10.1.- DESVIOS DE SANEAMIENTO. PLANTA GENERAL.

-PLIEGO DE PRESCRIPCIONES TÉCNICAS.

-PRESUPUESTOS.

MEDICIONES.

CUADRO DE PRECIOS Nº 1.

CUADRO DE PRECIOS Nº 2.

PRESUPUESTOS PARCIALES.

PRESUPUESTO GENERAL.



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17. CONCLUSIÓN

Con todo lo expresado en el presente documento, de acuerdo con las Normas y

Directrices recibidas, se da por finalizado el trabajo.

El Puerto de Santa María, Diciembre de 2008

El Ingeniero Autor del Proyecto

Francisco Belmonte Sánchez

Ingeniero de Caminos Canales y Puertos



INDICE DE ANEJOS.



INDICE DE ANEJOS. Página 1



INDICE DE ANEJOS. Página 2

INDICE DE ANEJOS




ANEJO Nº 4: GEOLOGÍA

ANEJO Nº 5: CLIMATOLOGÍA E HIDROLOGÍA

ANEJO Nº 6: ESTUDIO DE SOLUCIONES.




ANEJO Nº 10: CÁLCULOS MECÁNICOS DE LAS CONDUCCIONES.





ANEJO Nº 15: EXPROPIACIONES.

ANEJO Nº 16: PLAN DE OBRAS.

ANEJO Nº 17: JUSTIFICACIÓN DE PRECIOS.

ANEJO Nº 18: PRESUPUESTOS.

ANEJO Nº 19: CLASIFICACIÓN DEL CONTRATISTA.

ANEJO Nº 20: FÓRMULA DE REVISIÓN DE PRECIOS.

ANEJO Nº 21: CONTROL DE CALIDAD.

ANEJO Nº 22: SEGURIDAD Y SALUD.



ANEJO Nº 1: FICHA TÉCNICA. Página 1

SITUACIÓN

Las obras se ubican en el término municipal de El Puerto de Santa María,

provincia de Cádiz.

Concretamente se desarrollan en la zona de la Florida, antes de cruzar la

carretera N-IV, comienzan desde una arquerta dispuesta en la Calle Pintor Juan Miguel

Sanchez Fernández, discurriendo la mayor parte de su trazado sobre la antigua vía del

ferrocarril Cádiz-Sanlúcar hasta el punto de conexión con la arqueta A1 proyectada en la

Fase II , la cual recoge las obras necesarias para cruzar la N-IV y la vía del ferrocarril.

OBJETO

El objeto del presente proyecto es la definición y descripción de las obras

necesarias para la recogida y evacuación de los vertidos de aguas pluviales de la zona

de la Florida, conduciéndolas hasta la arqueta A1 antes mencionada, y desde ese punto

hasta el vertido situado en el Caño del Molino.

CAUDALES.

Los caudales de cálculo son:

Tramo 1: pK-0 a pK- 824,7 16,75 m3/s

Tramo 2: pK-824,7 a p.K-870,1 20,68 m3/s

Tramo 3: pK-870,1 a pK- 1021 21,63 m3/s

Tramo 4: pK-1021 a pK-1096,3 22,15 m3/s

Los tramos señalados se refieren al cálculo hidráulico realizado teniendo en cuenta

las dos fases desarrolladas para la ejecución de las obras. El esquema corresponde al

presentado en el anejo de cálculos hidráulicos.



ANEJO Nº 1: FICHA TÉCNICA. Página 2

COLECTOR.

Para desaguar los caudales de cálculo en el tramo comprendido en el proyecto, se

ha decidido por parte de la Empresa Municipal Apemsa, aprovechar el canal existente y

construir una nueva conducción paralela, de forma que se garanticen los caudales de

pluviales a desaguar.

El colector nuevo de desagüe es una tubería de hormigón armado, de 1800 mm

de. Dedido a la poca cota disponible al cruzar por la Avda. de la Diptación , se ha

dispuesto la sección equivalente a una conducción de 1800 mm por una sección

moduloval de 235 x 135 . Las dimensiones y longitudes son:

Tramo Sección Pendiente

pK 0,00 – pK 177.00

moduloval

0.7%

pK 177 – pK 269.00

1800 mm

0.8%

RESUMEN.

Diametro (m) Longitud (m)

Moduloval 235x135 177 Tuberías

Tubería HA 1800 92

Arquetas 9 - -



ANEJO Nº 2: ANTECEDENTES. DOCUMENTACIÓN BÁSICA Página 1




ANTECEDENTES.

El Plan de Abastecimiento y Saneamiento Integrales (PASI) de El Puerto de Santa

María, aprobado por la Excma. Corporación Municipal en sesión Plenaria de fecha 10 de

diciembre de 1.987, se está desarrollando conjuntamente entre el Excmo. Ayuntamiento

de El Puerto de Santa María y la Consejería de Obras Públicas y Transporte de la Junta

de Andalucía.

De acuerdo con el citado convenio se afronta la construcción de los colectores

necesarios para el saneamiento de El Puerto de Santa María. La descripción de las obras

de los colectores necesarias en la zona correspondiente a la zona norte, está

desarrollada en el “Proyecto de red de colectores de la zona norte de la ciudad”, el cual

contempla la totalidad de las obras necesarias (colectores generales, ramales

secundarios, estaciones de bombeo, etc) y fue aprobado por el Consejo de

Administración de APEMSA en abril de 1993.

Con la construcción del desdoblamiento de la N-IV, la evacuación de las aguas

pluviales queda interrumpida, por lo que la evacuación de dichas aguas no queda

solucionada. De hecho, el problema se ve agravado por el crecimiento de la zona

urbanizada experimentado en los últimos años y con las previsiones de crecimiento

actuales.

Este problema debía ser resuelto por el Ministerio de Obras Públicas, en aquel

entonces, con un proyecto complementario al desdoblamiento. Sin embargo, aunque

existe el Proyecto de Construcción de Colectores de Pluviales – Zona Este CN – IV p.K.

649,800 y p.K. 651,050 M.I., dicha actuación no se llevó acabo.

Es pues necesario resolver la evacuación de las aguas pluviales recogiéndolas en

la margen derecha de la N-IV y cruzándola, conducirlas a los puntos de vertido que

desaguan a los caños de la marisma, para su desagüe al río Guadalete.

Además, es necesario considerar el crecimiento urbanístico de la zona de estudio

de acuerdo con el planeamiento vigente, actualizando los parámetros de cálculo.









La Zona de La Florida queda englobada dentro de dicho sistema de drenaje, y en

la solución adoptada se contempla un colector tipo marco rectangular de hormigón que

recoja los vertidos de aguas pluviales y tras cruzar la carretera N-IV y la vía del ferrocarril

desagüe en el Caño del Molino.




DOCUMENTACIÓN BÁSICA.

Al final del presente anejo se incluye copia de la memoria del "Estudio del drenaje

de la zona de La Florida - El Puerto de Santa María (Cádiz)", redactado por Euroestudios

en abril de 2002, así como de algunos planos de dicho estudio en los que se exponen los

conceptos generales de la ecuación.

REPORTAJE FOTOGRÁFICO

Se incluye a continuación un reportaje fotográfico de la zona afectada por las

obras.




Fotografía nº 1: Canal existente en el tramo inicial de las obras.

Fotografía nº 2: vista de la zona inicial de las obras.




Fotografía nº 3: canal inicial. Incorporación de acometida.

Fotografía nº 4: Detalle de incorporación a canal.




Fotografía nº 5: Detalle de incorporación a canal.

Fotografía nº 6: Vista de la ubicación de la arqueta comienzo de las obras.




Fotografía nº 7: vista aguas abajo del canal existente.

Fotografía nº 8: vista interior pozo inicial.




Fotografía nº 9. vista del canal existente.

Fotografía nº 10: vista de paso sobre canal.




Fotografía nº 11: cruce con tubería de CHG y carretera N-IV





Fotografía nº 15: vista del canal existente aguas debajo de la carretera N-IV

Fotografía nº 16: cruce con tubería de CHG y carretera N-IV, aguas abajo del mismo.




Fotografía nº 17: vista canal y vía abandonada.





Fotografía nº 19: vista canal en zona tras barriada del Tejar






Fotografía nº 22: vista canal existente al llegar a las vías de ferrocarril.




Fotografía nº 23: actual cruce del canal bajo las vías.

Fotografía nº 24: vista de canal en zona tras barriada del Tejar.





Fotografía nº 26: actual cruce del canal bajo las vías.




Fotografía nº 27: pozo en zona del Polígono del Palmar.

Fotografía nº 28: pozo en zona del Polígono del Palmar.




Fotografía nº 29: Estación de Bombeo en Polígono del Palmar.

Fotografía nº 30: zona del Polígono del Palmar.




Fotografía nº 31: zona del Polígono del Palmar.

Fotografía nº 32: desembocadura de en Caño del Molino.



ANEJO Nº 3: CARTOGRAFÍA Y TOPOGRAFÍA Página 1




CARTOGRAFÍA Y TOPOGRAFÍA

Para la redacción del presente Proyecto de Construcción se ha utilizado la

Cartografía a escala 1:10.000 digitalizada, facilitada por el Instituto de Cartografía de

Andalucía, dependiente de la Consejería de Obras Públicas y Transportes de la Junta de

Andalucía.

También se ha usado cartografía digitalizada, a escala 1:1.000, de El Puerto de

Santa María, facilitada por APEMSA.

Así mismo, se ha realizado un levantamiento topográfico para obtener un modelo

digital del terreno (MDT), con detalle suficiente para obtener planos de planta a escala

1:500, y se han dejado materializadas en el terreno las correspondientes bases para

facilitar el replanteo.

A continuación se incluye el listado de los puntos topografiados y el plano

topográfico obtenido.




Numero Coord. X Coord. Y Coord. Z

1 749165,561 4055525,623 8,15 2 749151,272 4055533,784 8,48 3 749141,184 4055539,401 8,3 4 749128,253 4055545,716 8,48 5 749112,439 4055553,264 8,56 6 749118,332 4055556,52 8,33 7 749118,719 4055557,473 7,22 8 749133,754 4055550,969 7,12 9 749133,7 4055549,849 8,23

10 749147,699 4055542,848 8,16 11 749148,111 4055543,766 7,03 12 749160,911 4055536,213 6,94 13 749160,397 4055535,36 8,09 14 749169,186 4055529,481 8,05 15 749169,801 4055530,215 6,91 16 749174,165 4055523,296 6,86 17 749174,923 4055522,241 6,51 18 749173,213 4055522,455 8,06 19 749174,89 4055522,156 8,05 20 749174,933 4055521,94 8,06 21 749169,054 4055529,254 8,05 22 749166,839 4055530,802 8,06 23 749164,031 4055526,558 8,13 24 749168,832 4055526,677 8,23 25 749164,613 4055525,22 7,99 26 749172,345 4055520,694 7,93 27 749168,083 4055514,192 7,92 28 749169,141 4055514,327 7,96 29 749170,713 4055512,449 8,02 30 749175,785 4055520,186 8,05 31 749176,718 4055520,547 8,08 32 749177,906 4055519,914 8,11 33 749157,324 4055519,828 7,98





34 749163,155 4055515,942 7,96 35 749163,646 4055515,193 7,95 36 749163,37 4055514,193 7,94 37 749162,772 4055516,691 7,96 38 749152,127 4055497,327 7,94 39 749154,849 4055495,788 7,91 40 749159,761 4055496,195 8,03 41 749169,802 4055511,062 8,08 42 749167,91 4055511,844 8,05 43 749165,021 4055510,879 7,92 44 749166,842 4055513,79 7,91 45 749167,561 4055514,251 7,92 46 749174,01 4055516,099 8,06 48 749177,108 4055519,853 8,22 49 749170,778 4055508,942 8,04 50 749169,914 4055505,436 7,9 51 749180,254 4055521,225 8,05 52 749181,828 4055525,571 8,08 53 749181,429 4055530,251 8,13 54 749180,661 4055533,005 8,15 55 749180,127 4055536,287 8,17 56 749179,16 4055540,582 8,21 57 749178,483 4055542,926 8,23 58 749177,087 4055545,048 8,26 59 749175,395 4055546,393 8,26 60 749171,364 4055548,869 8,31 61 749170,023 4055546,833 8,34 62 749170,645 4055545,025 8,51 63 749174,376 4055540,886 8,42 64 749175,055 4055540,398 8,4 65 749175,93 4055536,664 8,4 66 749177,287 4055526,201 8,13 67 749176,541 4055527,074 7,93





68 749177,122 4055526,553 8,12 69 749176,923 4055525,949 6,54 71 749174,489 4055527,445 6,89 72 749170,544 4055532,168 6,94 73 749167,861 4055534,432 7,18 74 749172,353 4055530,505 7,06 75 749171,386 4055532,775 8,04 76 749171,523 4055533,172 8,06 77 749176,638 4055530,518 8,3 78 749175,428 4055533,986 8,41 79 749173,448 4055537,602 8,43 80 749172,579 4055540,419 8,44 81 749172,083 4055542,426 8,48 82 749170,599 4055544,047 8,51 83 749165,092 4055537,587 8,08 84 749164,766 4055537,351 8,08 85 749164,034 4055536,575 6,95 86 749144,291 4055547,989 7,1 87 749144,902 4055548,85 8,2 88 749145,051 4055549,201 8,18 89 749120,72 4055560,334 8,34 90 749120,461 4055560,023 8,33 91 749119,912 4055559,145 7,23 94 749122,757 4055570,299 8,68 95 749129,462 4055567,59 8,66 96 749130,457 4055569,854 8,6 97 749132,708 4055568,864 8,58 98 749131,796 4055566,585 8,66 99 749138,738 4055563,512 8,58

100 749145,291 4055560,397 8,53 101 749146,404 4055562,586 8,49 102 749148,636 4055561,501 8,48 103 749147,544 4055559,276 8,52





104 749146,401 4055557,482 8,69 105 749154,417 4055555,7 8,46 106 749160,526 4055552,369 8,42 107 749161,761 4055554,463 8,39 108 749163,861 4055553,306 8,38 109 749162,706 4055551,128 8,39 110 749179,753 4055552,569 8,27 111 749185,953 4055548,541 8,08 112 749182,591 4055549,496 8,12 113 749183,981 4055549,883 8,1 114 749183,448 4055551,304 8,13 115 749160,117 4055565,124 8,27 116 749160,191 4055562,833 8,28 117 749146,003 4055571,157 8,52 118 749126,805 4055578,334 8,5 119 749127,257 4055580,324 8,49 120 749122,247 4055591,79 8,78 121 749128,076 4055589,591 8,7 122 749137,324 4055585,858 8,65 123 749127,733 4055592,027 8,84 124 749136,357 4055583,655 8,6 125 749138,573 4055582,74 8,63 126 749139,583 4055584,939 8,66 127 749147,125 4055581,607 8,57 128 749148,817 4055583,137 8,74 129 749154,113 4055578,275 8,57 130 749153,015 4055576,069 8,5 131 749155,27 4055574,974 8,48 132 749156,343 4055577,189 8,54 133 749163,177 4055573,618 8,45 134 749170,356 4055569,764 8,44 135 749169,136 4055567,619 8,38 136 749171,259 4055566,364 8,35





137 749172,519 4055568,513 8,41 138 749180,378 4055563,892 8,36 139 749179,119 4055561,774 8,32 140 749182,785 4055559,417 8,23 141 749185,982 4055558,378 8,22 142 749188,174 4055558,753 8,19 143 749190,45 4055560,143 8,15 144 749191,447 4055562,502 8,16 145 749190,549 4055562,142 8,31 146 749187,7 4055561,797 8,37 147 749189,084 4055561,771 8,34 148 749189,54 4055563,182 8,34 149 749190,153 4055557,918 8,14 150 749192,522 4055574,146 8,27 151 749195,377 4055575,966 8,14 152 749200,292 4055585,691 8,1 153 749198,901 4055587,193 8,27 154 749206,643 4055582,329 8,2 155 749210,531 4055580,483 8,14 156 749204,094 4055580,459 8,06 157 749201,899 4055571,532 8,01 158 749203,854 4055562,336 7,87 159 749205,63 4055560,971 7,83 160 749207,772 4055561,942 7,78 161 749207,027 4055563,09 7,91 162 749204,632 4055568,18 8,05 163 749206,273 4055574,077 8,13 164 749217,048 4055578,193 7,83 165 749218,454 4055577,892 7,7 166 749214,302 4055572,947 7,86 167 749198,778 4055549,908 7,98 168 749191,162 4055544,728 8,06 169 749189,092 4055535,178 8,13





170 749189,263 4055534,896 8,13 171 749189,66 4055535,008 8,1 172 749186,517 4055531,601 8,09 173 749192,347 4055544,137 8,17 177 749185,948 4055513,947 8,2 179 749185,125 4055512 8,19 180 749174,298 4055496,073 8,01 182 749180,792 4055490,577 7,82 183 749181,541 4055489,474 7,97 184 749195,002 4055508,485 8,11 185 749194,048 4055509,355 7,99 186 749194,027 4055508,05 8,11 187 749201,936 4055519,155 8,22 188 749209,49 4055532,187 8,05 189 749210,682 4055531,228 8,18 190 749211,85 4055530,267 8,2 191 749214,075 4055534,88 8,13 192 749221,768 4055545,258 8,02 193 749219,655 4055547,329 7,86 194 749229,875 4055562,635 7,71 195 749231,699 4055560,241 7,88 196 749230,417 4055561,74 7,87 197 749227,806 4055558,165 7,88 198 749211,223 4055529,383 8,15 199 749212,595 4055528,393 8,08 200 749209,094 4055522,56 7,93 201 749211,994 4055515,852 7,91 202 749221,356 4055523,136 7,35 203 749230,651 4055516,125 7,41 204 749225,364 4055507,383 7,3 205 749225,523 4055506,731 7,25 206 749224,25 4055505,137 7,41 207 749221,949 4055504,688 7,53





208 749210,421 4055507,698 7,76 209 749211,483 4055509,17 7,82 210 749200,459 4055513,852 8,11 211 749197,58 4055509,142 7,92 212 749199,134 4055507,904 7,47 213 749197,054 4055507,673 7,56 214 749197,167 4055507,873 7,55 215 749209,648 4055500,936 7,61 216 749205,273 4055503,468 7,64 217 749204,917 4055505,216 7,49 218 749208,996 4055502,868 7,53 219 749214,109 4055499,476 7,36 220 749226,289 4055489,971 7,19 221 749227,313 4055490,187 5,66 222 749243,804 4055477,145 5,53 223 749243,207 4055476,461 6,97 224 749260,119 4055463,328 6,69 225 749260,687 4055463,816 5,48 227 749242,829 4055475,344 7,15 228 749226,306 4055488,052 7,4 230 749282,613 4054909,752 5,81 231 749290,317 4054895,725 5,47 232 749290,245 4054895,039 5,55 233 749290,512 4054894,212 5,59 234 749290,974 4054893,454 5,6 235 749291,127 4054893,72 5,65 236 749307,001 4054887,626 5,88 237 749325,136 4054880,231 5,7 238 749325,701 4054880,17 5,7 239 749326,505 4054879,896 5,36 240 749326,7 4054879,302 5,41 241 749326,531 4054879,243 5,5 242 749316,271 4054839,358 5,57





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1081 748930,684 4055564,749 10.600 1082 748930,617 4055562,869 10.670 1083 748929,493 4055564,771 10.750 1084 748932,202 4055569,951 10.780 1085 748933,016 4055569,572 10.280 1086 748934,944 4055577,96 10.820 1087 748937,15 4055579,366 10.700 1088 748941,312 4055580,603 10.690 1098 748907,865 4055563,743 10.960 1099 748906,39 4055563,743 10.900 1100 748908,831 4055582,066 10.990 1109 748939,949 4055571,717 9.760 1110 748952,91 4055575,049 9.690 1111 748953,068 4055573,992 8.560 1112 748953,442 4055571,955 8.560 1113 748964,2 4055574,013 8.480 1114 748963,844 4055575,997 8.480 1115 748963,66 4055576,997 9.640 1116 748968,63 4055577,076 8.840 1117 748973,854 4055578,418 9.530 1118 748974,109 4055577,559 8.370 1119 748974,084 4055575,539 8.360 1120 748984,671 4055576,865 8.320 1121 748984,6 4055578,905 8.300 1130 749003,473 4055581,181 9.260 1131 749013,422 4055581,387 9.180 1132 749013,271 4055580,456 8.050 1133 749013,229 4055578,426 8.050 1134 749024,468 4055578,12 7.950 1135 749024,862 4055580,211 7.970 1136 749034,797 4055577,553 7.880 1137 749035,115 4055579,551 7.890 1138 749037,468 4055579,752 8.200





1139 749045,415 4055576,635 7.780 1148 749072,616 4055573,76 8.550 1149 749070,757 4055574,318 8.600 1150 749069,485 4055571,444 8.660 1151 749067,352 4055575,693 8.670 1152 749066,368 4055572,035 8.810 1153 749069,214 4055579,022 8.960 1154 749063,386 4055581,773 9.050 1155 749060,381 4055577,559 8.820 1156 749051,594 4055583,416 9.040 1165 749015,063 4055586,159 9.440 1166 749008,797 4055584,957 9.350 1167 749003,758 4055586,091 9.630 1168 748996,865 4055584,432 9.540 1169 748990,695 4055585,361 9.550 1178 748937,933 4055574,869 10.370 1179 748939,162 4055580,064 10.710 1180 748945,807 4055581,819 10.590 1181 748945,388 4055583,91 10.500 1182 748947,862 4055584,453 10.440 1183 748947,307 4055586,81 10.450 1184 748941,732 4055592,233 10.350 1193 748941,837 4055605,583 10.670 1194 748950,254 4055607,466 10.550 1195 748963,803 4055598,579 10.050 1196 748969,404 4055597,375 9.980 1197 748964,415 4055589,938 10.220 1198 748964,824 4055587,597 10.230 1199 748965,861 4055585,634 10.400 1200 748980,954 4055587,567 10.180 1209 748996,081 4055608,438 9.810 1210 748995,897 4055610,798 9.830 1211 748998,415 4055610,918 9.830





1212 748998,465 4055608,525 9.770 1213 748996,333 4055612,91 10.020 1214 749004,332 4055602,091 9.570 1215 749004,945 4055600,202 9.580 1216 748999,091 4055593,416 9.790 1217 748996,734 4055590,834 9.840 1218 748999,299 4055590,982 9.810 1219 748999,246 4055588,836 9.970 1220 749015,365 4055589,045 9.780 1221 749014,088 4055591,281 9.680 1222 749016,648 4055591,203 9.680 1223 749016,802 4055593,518 9.620 1224 749018,478 4055600,064 9.450 1225 749034,166 4055612,591 9.680 1226 749033,01 4055610,525 9.500 1227 749032,881 4055608,087 9.470 1228 749035,323 4055607,967 9.440 1229 749035,508 4055610,341 9.470 1230 749037,332 4055601,242 9.280 1231 749037,055 4055599,227 9.290 1232 749034,098 4055592,891 9.440 1233 749034,088 4055591,76 9.190 1242 749053,19 4055599,402 9.120 1243 749053,38 4055606,103 9.280 1244 749050,941 4055606,428 9.300 1245 749051,242 4055608,784 9.340 1246 749053,739 4055608,546 9.340 1247 749055,93 4055610,363 9.490 1248 749072,743 4055607,509 9.340 1249 749069,753 4055605,962 9.170 1250 749069,419 4055603,497 9.120 1251 749076,968 4055602,075 9.070 1252 749079,321 4055606,242 9.280





1253 749090,059 4055591,243 8.790 1254 749090,454 4055590,213 8.790 1255 749092,791 4055589,58 8.760 1256 749092,938 4055591,587 8.750 1257 749091,017 4055592,022 8.770 1258 749080,258 4055593,687 8.890 1259 749079,59 4055594,84 8.880 1260 749079,087 4055592,889 8.890 1261 749076,663 4055593,411 8.900 1262 749076,942 4055595,38 8.900 1263 749078,928 4055593,976 9.020 1264 749054,045 4055598,261 9.280 1265 749329,043 4055064,354 5.040 1266 749327,522 4055055,975 5.520 1267 748904,429 4055569,404 10.900 1268 748905,896 4055556,097 10.900



ANEJO Nº 4: GEOLOGÍA.



ANEJO Nº 4: GEOLOGÍA. Página 1



ANEJO Nº 4: GEOLOGÍA. Página 2

ESTUDIO GEOLÓGICO

La zona que nos ocupa, pertenece a la hoja núm. 12-45 (1.062) E. 1:50.000,

Paterna de Rivera, del Mapa Geológico de España, editado por el Instituto Geominero de

España.

Están situados en la provincia de Cádiz, al sur de Jerez en la comarca del valle

del río Guadalete, ocupada por antiguas terrazas testimonios de la evolución pleistocena

de este mismo río.

Se trata de un típico valle fluvial, ocupado por cultivos de regadío que, en sus dos

márgenes y a distinta altura ha depositado durante el transcurso de su evolución diversos

materiales detríticos que hoy constituyen pequeñas o grandes terrazas de suave

morfología planar, ocupadas por materiales generalmente detríticos.

Desde el punto de vista geológico, la región se enmarca en la terminación

occidental de las llamadas Coordilleras Béticas. Después de sufrir numeroso eventos

tecto-orogénicos, estos materiales depositados en la cuenca bética (zona subbética), han

ocupado esta región, cuya evolución geodinámica mas reciente ha dado lugar a la

formación de la Bahía de Cádiz, con los consiguientes depósitos de claro significado

paleogeográfico .

Las Cordilleras Béticas se sitúan en una región inestable afectada en parte del

Mesozoico y durante gran parte del Terciario de fenómenos tectónicos mayores, y situada

entre los grandes cratones europeo y africano.

En cuanto a la geología de la zona, los materiales que abarca la zona de estudio

son esencialmente holocénicos, concretamente arenas y arcillas correspondientes a la

zona fangosa poco profunda, de la zona intertidal media y alta, inundada durante la

marea alta (Slikke y Alto Slikke), y limos y arcillas de inundación depositados en las

crecidas del río Guadalete.



ANEJO Nº 5: CLIMATOLOGÍA E HIDROLOGÍA.



ANEJO Nº 5: CLIMATOLOGÍA E HIDROLOGÍA. Página 1

CLIMATOLOGÍA E HIDROLOGÍA

A continuación se presentan, ordenados por meses, los datos medios de

temperatura, humedad, nubosidad, precipitación, duración de insolación y viento de El

Puerto de Santa María, recogidos en los últimos 29 años por el observatorio de Cádiz.

MES DE ENERO

Tª media diaria: 12,7º C.

Humedad media diaria: 88%.

Frecuencia de distribución de nubosidad:

Despejados: 30%

Nubosos: 44%

Cubiertos: 26%

Precipitación:

Media mensual: 93 l/m2

Duración de insolación:

Media mensual: 171 h.

Viento:

Velocidad media diaria: 13 km/h

Evaporación:

Media mensual: 89 mm.

MES DE FEBRERO


Humedad media diaria: 75%


Despejados: 28%

Nubosos: 46%

Cubiertos: 26%

Precipitación:







Viento:


Evaporación:


MES DE MARZO




Despejados: 36%

Nubosos: 45%

Cubiertos: 11%

Precipitación:




Viento:


Evaporación:


MES DE ABRIL




Despejados: 27%

Nubosos: 55%

Cubiertos: 18%

Precipitación:







Viento:


Evaporación:


MES DE MAYO




Despejados: 38%

Nubosos: 51%

Cubiertos: 11%

Precipitación:




Viento:


Evaporación:


MES DE JUNIO




Despejados: 45%

Nubosos: 48%




Cubiertos: 7%

Precipitación:




Viento:


Evaporación:


MES DE JULIO

Tª media diaria: 24,0º c.



Despejados: 72%

Nubosos: 26%

Cubiertos: 2%

Precipitación:

Media mensual: < 1 l/m2



Viento:


Evaporación:


MES DE AGOSTO







Despejados: 72%

Nubosos: 27%

Cubiertos: 1%

Precipitación:




Viento:


Evaporación:


MES DE SEPTIEMBRE




Despejados: 46%

Nubosos: 48%

Cubiertos: 6%

Precipitación:




Viento:


Evaporación:


MES DE OCTUBRE







Despejados: 39%

Nubosos: 47%

Cubiertos: 14%

Precipitación:




Viento:


Evaporación:


MES DE NOVIEMBRE




Despejados: 31%

Nubosos: 48%

Cubiertos: 21%

Precipitación:




Viento:


Evaporación:





MES DE DICIEMBRE




Despejados: 32%

Nubosos: 42%

Cubiertos: 26%

Precipitación:




Viento:


Evaporación:


La distribución anual de la precipitación se representa en los siguientes

diagramas:

Precipitación (l/m2)

ENERO 93,0

FEBRERO 69,0

MARZO 55,0

ABRIL 43,0

MAYO 29,0

JUNIO 14,0

JULIO 1,0

AGOSTO 3,0

SEPTIEMBRE 16,0

OCTUBRE 59,0

NOVIEMBRE 120,0

DICIEMBRE 106,0




Distribución mensual de precipitaciones

0

20

40

60

80

100

120

140

ENER

O

FEBR

ERO

MAR

ZO

ABR

IL

MAY

O

JUN

IO

JULI

O

AGO

STO

SEPT

IEM

BRE

OC

TUBR

E

NO

VIEM

BRE

DIC

IEM

BRE

Meses

l/m2

La precipitación anual es, por tanto, 608 l/m2

ÍNDICE DE MARTONNE

Se define mediante la fórmula:

I = P / ( T + 10 )

P= precipitación anual, en l/m2

T= temperatura media en ºC

Para la ayuda a la comprensión del significado de este coeficiente se adjunta una

tabla con distintos tipos de clima y su índice:

CLIMA VALOR DEL INDICE

DESERTICO 0 - 5

SUBDESERTICO 5 - 10

ESTEPA Y MEDITERRANEO 10 - 20

La temperatura media es 18,2º C, calculada haciendo la media de los datos de los

meses, representados con anterioridad




Aplicando los datos se obtiene I = 21,5. Por tanto, al ser superior a 20,

clasificaremos el clima como mediterráneo.

El caudal de lluvia para el cálculo se toma del ESTUDIO DE ALTERNATIVAS

PARA EL DRENAJE DE LA ZONA NORTE realizado por INYPSA para APEMSA, según

indicaciones de esta última.




CÁLCULOS HIDROLÓGICOS

El objetivo de realizar los siguientes cálculos trata de obtener los datos

necesarios para el consiguiente cálculo hidráulico del canal, determinando los

caudales que va recogiendo el colector a lo largo de toda la cuenca que atraviesa,

ya que en el punto inicial se toma el caudal determinado en el "Estudio del drenaje

de la zona de La Florida - El Puerto de Santa María (Cádiz)", redactado por

Euroestudios en abril de 2002.

1) CÁLCULO DEL CAUDAL

SUB-CUENCA 1.

Efectuamos una estimación del caudal afluente al colector de desagüe de

la zona de la Florida por el método hidrometeorológico recomendado por la

Instrucción 5.2 - IC de la Dirección General de Carreteras del Ministerio de

Fomento

El uso de este método se ha generalizado para el cálculo de pequeñas

cuencas como las que son objeto de estudio.

Según dicha instrucción, el caudal Q en el punto en que vierte una

determinada cuenca es:

Q (m3/s) = c . A . I / 300

Donde:

c = coeficiente medio de escorrentía de la cuenca

A = superficie de la cuenca (Ha) = 5,54

I = intensidad media de precipitación (mm/h)




La intensidad media de precipitación se obtiene a partir de la expresión:

Siendo:

Id (mm/h) = intensidad media diaria de precipitación = Pd / 24

Pd (mm) = precipitación total diaria correspondiente al periodo de retorno considerado

I1 (mm/h) = intensidad horaria de precipitación correspondiente a dicho periodo de retorno

t (h) = duración de la precipitación, igual al tiempo de concentración de la cuenca

Según la publicación "Máximas lluvias diarias en la España Peninsular" de

la Dirección General de Carreteras, la precipitación máxima diaria Pd es igual a:

Pd = Pm . KT(Cv)

, donde Pm es el valor medio de la máxima precipitación diaria anual, y KT(Cv) el

llamado factor de amplificación, función del periodo de retorno T y del coeficiente

de variación Cv ,parámetros que toman los siguientes valores:

Precipitación máxima diaria Pd e intensidad media diaria Id (valores tomados de la publicación "Máximas lluvias diarias en la España Peninsular"

de la Dirección General de Carreteras del Ministerio de Fomento (1999))

Periodo de retorno T (años) 2 5 10 25 50 100

Pm (mm) 57 Cv 0,4

KT(Cv) 0,909 1,247 1,492 1,839 2,113 2,403

Pd (mm) DGC 51,8 71,1 85,0 104,8 120,4 137,0

Pd (mm) Eurostudios 80,0 95,0 115,0 130,0

12828

11.0

1.01.0

−−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅=

t

dd I

III




Id (mm/h) DGC 2,16 2,96 3,54 4,37 5,02 5,71

Id (mm/h) APEMSA 0,00 3,33 3,96 4,79 5,42 0,00

En la tabla anterior se muestran los valores dados por la publicación

anteriormente mencionada y los valores adoptados por Euroestudios en su

Estudio de Drenaje de la zona de la "Florida", que son los que se van a adoptar

según criterio de APEMSA.

Estos son algo superiores a los del mapa del Ministerio de Fomento.

Se observa en el gráfico que los valores de la precipitación máxima diaria

Pd difieren de la ley de Gumbel, debido a que las correlaciones estadísticas

usadas para su cálculo se basan en la distribución SQRT-ET max.

Por otra parte, de la figura 2.2 de la instrucción 5.2 - IC se obtiene:

I1 / Id = 8,0

Precipitación m áxim a diar ia Pd en función del per iodo de retorno T

0,0

20,0

40,0

60,0

80,0

100,0

120,0

140,0

160,0

-0,5 0 0,5 1 1,5 2

DGC

APEMSA




El tiempo de concentración de la cuenca se calcula mediante la expresión:

, siendo:

L (km) = longitud del cauce principal = 0,458

j = pendiente media del cauce principal =0,0001479

Es decir:

T (h) = 0,885

Con todo ello se obtiene:


Id (mm/h) APEMSA 0,00 3,33 3,96 4,79 5,42 0,00 Id (mm/h) DGC 2,16 2,96 3,54 4,37 5,02 5,71 I (mm/h) DGC 18,41 25,25 30,21 37,24 42,79 48,66

I (mm/h) APEMSA 0,00 28,42 33,75 40,85 46,18 0,00

Finalmente, el coeficiente de escorrentía se calcula según la fórmula:

,donde P0 es el llamado umbral de escorrentía.

Para la cuenca considerada, que se encuentra completamente urbanizada,

adoptamos un umbral de 1 mm, correspondiente a pavimentos bituminosos (tabla

76.0

413,0 ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅=

jLT

( ) ( )( )20

00

11231

++⋅−

=PP

PPPPCd

dd




2.1 de la instrucción 5.2 - IC), y un coeficiente corrector de 2,8 (fig. 2.5 de la

instrucción).

P0 = 10 (coef. corrector fig.2-5 5.2-IC) * 1 mm (tabla 2.1 5.2-IC) = 10 mm


Pd (mm) 52 71 85 105 120 137 coeficiente de escorrentía C 0,45 0,56 0,62 0,69 0,73 0,76

De acuerdo con todos los resultados anteriores, el caudal de avenida para

los distintos periodos de retorno considerados resulta ser:

Periodo de retorno T (años) 2 5 10 25 50 100 coeficiente de escorrentía C 0,45 0,56 0,62 0,69 0,73 0,76

intensidad de precipitación I (mm/h) DGC 18,4 25,3 30,2 37,2 42,8 48,7 caudal de avenida Q (m3/s) DGC 0,153 0,262 0,347 0,473 0,576 0,686

intensidad de precipitación I (mm/h) APEMSA 0,0 28,4 33,7 40,9 46,2 0,0 caudal de avenida Q (m3/s) APEMSA 0,000 0,294 0,387 0,519 0,622 0,000

Caudal de avenida en función del periodo de retorno T

0,000

0,100

0,200

0,300

0,400

0,500

0,600

0,700

0,800

-0,5 0 0,5 1 1,5 2

Ln(Ln(T))

Q (m

3 /s)

APEMSA

DGC




SUB-CUENCA 2


L (km) = longitud del cauce principal = 0,706 j = pendiente media del cauce principal =0,00605

T (h) = 0,608


Id (mm/h) Euroestudios 0,00 3,33 3,96 4,79 5,42 0,00 Id (mm/h) DGC 2,16 2,96 3,54 4,37 5,02 5,71 I (mm/h) DGC 22,30 30,59 36,60 45,11 51,83 58,95

I (mm/h) Euroestudios 0,00 34,43 40,89 49,49 55,95 0,00





intensidad de precipitación I (mm/h) DGC 22,3 30,6 36,6 45,1 51,8 58,9

caudal de avenida Q (m3/s) DGC 0,238 0,441 0,607 0,861 1,074 1,307

intensidad de precipitación I (mm/h) Euroestudios 0,0 34,4 40,9 49,5 55,9 0,0 caudal de avenida Q (m3/s) Euroestudios 0,000 0,496 0,678 0,945 1,159 0,000





0,000

0,200

0,400

0,600

0,800

1,000

1,200

1,400

1,600

-0,5 0 0,5 1 1,5 2

Ln(Ln(T))

Q (m

3 /s)




SUB-CUENCA 3


L (km) = longitud del cauce principal = 1,645 j = pendiente media del cauce principal =0,00906

T (h) = 1,07


Id (mm/h) APEMSA 0,00 3,33 3,96 4,79 5,42 0,00 Id (mm/h) DGC 2,16 2,96 3,54 4,37 5,02 5,71 I (mm/h) DGC 16,66 22,86 27,35 33,71 38,73 44,05

I (mm/h) APEMSA 0,00 25,73 30,55 36,98 41,81 0,00





intensidad de precipitación I (mm/h) DGC 16,7 22,9 27,3 33,7 38,7 44,0 caudal de avenida Q (m3/s) DGC 1,157 1,978 2,623 3,579 4,357 5,193

intensidad de precipitación I (mm/h) APEMSA 0,0 25,7 30,5 37,0 41,8 0,0 caudal de avenida Q (m3/s) APEMSA 0,000 2,227 2,930 3,927 4,702 0,000





0,000

1,000

2,000

3,000

4,000

5,000

6,000

-0,5 0 0,5 1 1,5 2

Ln(Ln(T))

Q (m

3 /s)

APEMSA

DGC

ESTUDIO DE SOLUCIONES PARA PROYECTO DE CONSTRUCCIÓN DE

COLECTOR DE DESAGÜE DE LA ZONA DE LA FLORIDA. FASE I

(EL PUERTO DE SANTA MARÍA)

ANEJO Nº6: ESTUDIO DE SOLUCIONES

ESTUDIO DE SOLUCIONES PARA PROYECTO DE CONSTRUCCIÓN DE COLECTOR

DE DESAGÜE DE LA ZONA DELA FLORIDA. FASE I (EL PUERTO DE SANTA MARÍA)

ANEJO 06: ESTUDIO DE SOLUCIONES Página 1

1. OBJETO DEL ESTUDIO. El objeto del presente estudio es plantear una serie de alternativas para conseguir

un adecuado drenaje de las aguas pluviales de la zona de La Florida, así como

determinar cuál o cuales son las alternativas más indicadas tanto técnica como

económicamente para lograrlo.

2. DESCRIPCIÓN DE ALTERNATIVAS.

PRIMER TRAMO.

El canal existente presenta una sección trapecial con 2 m de ancho en solera, 1 m

de calado y taludes 1H:1V. A él confluyen un colector de pluviales de diámetro 1800 mm

y una cuneta ya integrada en la red separativa de “El Juncal”. Además se incorporan a él,

antes de llegar al cruce con la N-IV, colectores de pluviales de “El Juncal” (diámetros 700

y 900 mm). La sección existente es insuficiente para evacuar los caudales de aguas

pluviales que vierten a él.

Para mejorar su funcionamiento en este primer tramo, desde su inicio hasta el

cruce con la carretera N-IV, se plantean tres alternativas distintas. En las tres alternativas

se hace necesario demoler el pozo de inicio del canal y sustituirlo por una arqueta. Las

tres alternativas son las siguientes:

o Opción A: construir un marco de trazado paralelo al canal que se ocupe de

desaguar el caudal adicional.

o Opción B: demoler el canal existente y construir un marco.

o Opción C: ampliar el canal existente




Opción A

Esta primera opción consiste en doblar la conducción existente mediante la

ejecución de un marco de 4,00 x 1,00 m interior y con 25 cm de espesor en sus paredes,

solera y losa. Este marco presentaría un trazado paralelo al del canal existente.

Adicionalmente se cubrirá el canal con una losa de 30 cm de espesor.

Se hace necesario demoler el pozo existente de inicio del colector y construir en

su lugar una arqueta de la que parten tanto el canal como el marco a ejecutar, lo que

determina las dimensiones que debe tener. Esta arqueta tendría unos espesores de 30

cm en todas sus caras.

Opción B

La segunda opción consiste en demoler el canal existente y construir en su lugar

un marco con capacidad suficiente para transportar todos los caudales de aguas pluviales

de la cuenca. Las dimensiones de dicho marco son 5,00 x 1,00 m interior, con 25 cm de

espesor en cada uno de sus caras.

La arqueta de inicio presenta en esta opción una superficie menor, ya que sólo

debe conectar la tubería existente con el marco a ejecutar. Presenta los mismos

espesores que la opción anterior.

Esta alternativa presenta además la menor superficie de ocupación por lo que es

la que afectará a menos servicios, lo cual puede también observarse en los planos

existentes.

Opción C

La tercera opción implica la demolición de uno de los cajeros del canal y construir

una ampliación, consiguiendo una anchura final en la base del canal de 5,15. Esta

ampliación presenta espesores de 30 cm en todos los lados de nueva ejecución , y

tendría un cajero vertical y no inclinado, que presenta mayor facilidad constructiva.




La arqueta de inicio presenta en esta opción una superficie intermedia entre las

dos opciones anteriores, al ser mayores las dimensiones de la conducción a ejecutar que

en la opción B, pero sin la necesidad de los tamaños exigidos por la duplicación de las

conducciones de la primera opción.

A continuación se presenta un cuadro donde se exponen las principales ventajas

e inconvenientes de cada una de las tres alternativas.

Ventajas Inconvenientes

Opción A:

Desdoblamiento de la

conducción

-Duplicación de la

conducción

-Mayor ocupación.

Opción B:

Sustitución por marco

-Sencillez constructiva.

-Menor ocupación

Opción C:

Ampliación del canal

-Complejidad del proceso

constructivo




3. CÁLCULOS Las alternativas deben ser capaz de desaguar un caudal de 16.751 l/s, caudal

calculado para un período de retorno de 25 años, según un informe de Euroestudios,

encargado por APEMSA. Como se ha dicho anteriormente el canal existente no es capaz

de evacuar los caudales que llegan a él.

Se ha calculado el caudal que puede llegar a circular por diferentes secciones del

canal, basándose en datos obtenidos directamente de la topografía realizada. De esa

forma se ha obtenido un caudal mínimo de 5.009,16 l/s y un caudal medio de 9.368,36 l/s.

En la construcción de los nuevos marcos, en las opciones A y B se ha supuesto

un menor coeficiente de rugosidad (K) que en el canal existente, ya que el hormigón

existente en el canal presenta ya un deterioro evitable en las obras de nueva ejecución.

A continuación se presenta una tabla con el cálculo de capacidad del canal en

algunas secciones representativas.

SUPE

RFI

CIE

(m2 )

PER

ÍMET

RO

MO

JAD

O (m

)

Rh

Pend

ient

e

Mat

eria

l

Velo

cida

d

Cap

acid

ad

K n D/K Re

2,38 7,29 0,3265 0,713% hormigon 2,66 6332,11 0,0016 0,0150 816,19 3474410,51

2,38 7,29 0,3265 1,400% hormigon 3,73 8872,95 0,0016 0,0150 816,19 4868558,4

2,39 7,29 0,3278 0,440% hormigon 2,10 5009,16 0,0016 0,0150 819,62 2748511,83

2,39 7,30 0,3274 22,810% hormigon 15,08 36033,42 0,0016 0,0150 818,49 19744340,7

2,43 7,69 0,3160 0,449% hormigon 2,07 5022,52 0,0016 0,0150 789,99 2612495,39

2,97 8,77 0,3387 0,440% hormigon 2,14 6360,84 0,0016 0,0150 846,64 2901182,72

2,94 8,55 0,3439 0,460% hormigon 2,21 6503,91 0,0016 0,0150 859,65 3042763,93

2,91 8,55 0,3404 0,720% hormigon 2,75 8000,27 0,0016 0,0150 850,88 3742816,32

2,91 8,54 0,3407 0,829% hormigon 2,95 8592,07 0,0016 0,0150 851,87 4024389,62




SUPE

RFI

CIE

(m2 )

PER

ÍMET

RO

MO

JAD

O (m

)

Rh

Pend

ient

e

Mat

eria

l

Velo

cida

d

Cap

acid

ad

K n D/K Re

2,87 8,40 0,3417 1,040% hormigon 3,31 9505,92 0,0016 0,0150 854,17 4526630,08

2,92 8,52 0,3427 0,449% hormigon 2,18 6371,00 0,0016 0,0150 856,81 2991078

2,95 8,61 0,3426 0,622% hormigon 2,57 7572,42 0,0016 0,0150 856,56 3517964,61

2,88 8,33 0,3457 0,810% hormigon 2,95 8485,17 0,0016 0,0150 864,35 4074512,34

2,82 8,25 0,3418 0,988% hormigon 3,23 9106,28 0,0016 0,0150 854,55 4415166,96

2,85 8,46 0,3369 1,009% hormigon 3,23 9208,80 0,0016 0,0150 842,20 4354044,72

2,90 8,48 0,3420 0,930% hormigon 3,13 9088,70 0,0016 0,0150 854,95 4287120,61

2,95 8,54 0,3454 0,780% hormigon 2,89 8523,92 0,0016 0,0150 863,58 3992468,77

2,90 8,43 0,3440 0,658% hormigon 2,65 7676,91 0,0016 0,0150 860,02 3642663,01

2,89 8,47 0,3412 0,746% hormigon 2,80 8098,96 0,0016 0,0150 853,01 3824772,74

2,87 8,34 0,3441 1,010% hormigon 3,28 9412,69 0,0016 0,0150 860,31 4514480,15

2,81 8,23 0,3414 0,763% hormigon 2,84 7968,60 0,0016 0,0150 853,58 3872950,26

2,72 8,09 0,3362 0,710% hormigon 2,71 7364,43 0,0016 0,0150 840,54 3641249,71

2,98 8,64 0,3449 18,280% hormigon 13,97 41642,17 0,0016 0,0150 862,27 19278783

2,90 8,52 0,3404 0,580% hormigon 2,47 7155,03 0,0016 0,0150 850,94 3359170,03

2,88 8,53 0,3376 0,640% hormigon 2,58 7424,01 0,0016 0,0150 844,08 3481366,39

2,91 8,55 0,3404 0,351% hormigon 1,92 5586,93 0,0016 0,0150 850,88 2613769,11

2,91 8,45 0,3444 0,620% hormigon 2,57 7482,18 0,0016 0,0150 860,95 3541858,9

2,83 8,30 0,3410 0,600% hormigon 2,51 7109,87 0,0016 0,0150 852,41 3426443,03

2,83 8,53 0,3318 0,440% hormigon 2,11 5978,58 0,0016 0,0150 829,43 2803556,61

2,80 8,27 0,3386 0,520% hormigon 2,33 6517,81 0,0016 0,0150 846,43 3152508,94

2,74 8,12 0,3374 0,520% hormigon 2,32 6365,60 0,0016 0,0150 843,60 3135761,88

2,73 8,13 0,3358 0,660% hormigon 2,61 7120,49 0,0016 0,0150 839,48 3503317,15

2,83 8,34 0,3393 1,429% hormigon 3,86 10935,66 0,0016 0,0150 848,32 5244920,86

3,61 10,20 0,3539 0,851% hormigon 3,07 11070,68 0,0016 0,0150 884,80 4341443,07

4,48 11,29 0,3968 10,156% hormigon 11,44 51234,37 0,0016 0,0150 992,03 18152124,5




Opción A

En esta alternativa, además de contar con la capacidad media calculada del canal,

se obtiene una capacidad adicional de agua que desagua el marco de 4,00 x 1,00 m con

una pendiente del 0,5 % de 11.884,31 l/s.

Cal

ado

SUPE

RFI

CIE

(m2 )

PER

ÍMET

RO

MO

JAD

O (m

)

Rh

Pend

ient

e

Mat

eria

l

Velo

cida

d

Cap

acid

ad

K n D/K Re

0,80 3,20 5,60 0,5714 0,500% hormigon 3,71 11884,31 0,0007 0,0131 3265,31 8488792,07

Con lo cual la capacidad de desagüe de esta opción es de 21.252,67 l/s.

Opción B

En esta opción todo el caudal debe ser evacuado por el marco de 5, 00 x 1,00 m,

con una pendiente de 0,6 %, con lo cual se obtiene un caudal de 16.924,30 l/s.

Cal

ado

SUPE

RFI

CIE

(m2)

PER

ÍMET

RO

MO

JAD

O (m

)

Rh

Pend

ient

e

Mat

eria

l

Velo

cida

d

Cap

acid

ad

K n D/K Re

0,80 4,00 6,60 0,6061 0,600% hormigon 4,23 16924,30 0,0007 0,0131 3463,20 10257149,7




Opción C

En la opción C, de ampliación del canal, se volverá a proceder como en el cálculo

de la capacidad actual, calculando en diferentes secciones el caudal que es capaz de

evacuar el nuevo canal ampliado.

Como parte del canal existente queda sin modificar se adopta para toda la sección

el coeficiente de rugosidad más desfavorable, el adoptado en los cálculos de capacidad

del canal actual.

Supe

rfici

e

PER

ÍMET

RO

MO

JAD

O (m

)

Rh

Pend

ient

e

Mat

eria

l

Velo

cida

d

Cap

acid

ad

K n D/K Re

5,65 7,56 0,74735 0,713% hormigon 4,62 16867,45 0,0016 0,0150 1868,39 13814754,4

5,65 7,56 0,74735 1,400% hormigon 6,48 23635,71 0,0016 0,0150 1868,39 19358086,3

5,65 7,56 0,74735 0,440% hormigon 3,63 13250,46 0,0016 0,0150 1868,39 10852373,8

5,65 7,56 0,74735 22,810% hormigon 26,14 95404,36 0,0016 0,0150 1868,39 78137945,5

5,65 7,56 0,74735 0,449% hormigon 3,67 13391,82 0,0016 0,0150 1868,39 10968150,4

5,65 7,56 0,74735 0,440% hormigon 3,63 13250,46 0,0016 0,0150 1868,39 10852373,8

5,65 7,56 0,74735 0,460% hormigon 3,71 13548,26 0,0016 0,0150 1868,39 11096277,8

5,65 7,56 0,74735 0,720% hormigon 4,64 16952,65 0,0016 0,0150 1868,39 13884539,4

5,65 7,56 0,74735 0,829% hormigon 4,98 18192,49 0,0016 0,0150 1868,39 14899987,7

5,65 7,56 0,74735 1,040% hormigon 5,58 20371,42 0,0016 0,0150 1868,39 16684572,2

5,65 7,56 0,74735 0,449% hormigon 3,67 13391,82 0,0016 0,0150 1868,39 10968150,4

5,65 7,56 0,74735 0,622% hormigon 4,32 15758,35 0,0016 0,0150 1868,39 12906379,9

5,65 7,56 0,74735 0,810% hormigon 4,93 17978,24 0,0016 0,0150 1868,39 14724512,1

5,65 7,56 0,74735 0,988% hormigon 5,44 19855,12 0,0016 0,0150 1868,39 16261712,7

5,65 7,56 0,74735 1,009% hormigon 5,50 20061,01 0,0016 0,0150 1868,39 16430337,2




Supe

rfici

e

PER

ÍMET

RO

MO

JAD

O (m

)

Rh

Pend

ient

e

Mat

eria

l

Velo

cida

d

Cap

acid

ad

K n D/K Re

5,65 7,56 0,74735 0,930% hormigon 5,28 19263,98 0,0016 0,0150 1868,39 15777561,4

5,65 7,56 0,74735 0,780% hormigon 4,83 17642,17 0,0016 0,0150 1868,39 14449263,3

5,65 7,56 0,74735 0,658% hormigon 4,44 16207,61 0,0016 0,0150 1868,39 13274333,1

5,65 7,56 0,74735 0,746% hormigon 4,73 17251,71 0,0016 0,0150 1868,39 14129474,2

5,65 7,56 0,74735 1,010% hormigon 5,50 20075,45 0,0016 0,0150 1868,39 16442168,4

5,65 7,56 0,74735 0,763% hormigon 4,78 17449,45 0,0016 0,0150 1868,39 14291424,9

5,65 7,56 0,74735 0,710% hormigon 4,61 16831,93 0,0016 0,0150 1868,39 13785660,5

5,65 7,56 0,74735 18,280% hormigon 23,40 85406,85 0,0016 0,0150 1868,39 69949803,8

5,65 7,56 0,74735 0,580% hormigon 4,17 15213,13 0,0016 0,0150 1868,39 12459838,2

5,65 7,56 0,74735 0,640% hormigon 4,38 15980,66 0,0016 0,0150 1868,39 13088455,2

5,65 7,56 0,74735 0,351% hormigon 3,24 11838,77 0,0016 0,0150 1868,39 9696169,19

5,65 7,56 0,74735 0,620% hormigon 4,31 15730,94 0,0016 0,0150 1868,39 12883935,5

5,65 7,56 0,74735 0,600% hormigon 4,24 15473,20 0,0016 0,0150 1868,39 12672842,3

5,65 7,56 0,74735 0,440% hormigon 3,63 13250,46 0,0016 0,0150 1868,39 10852373,8

5,65 7,56 0,74735 0,520% hormigon 3,95 14404,10 0,0016 0,0150 1868,39 11797225,4

5,65 7,56 0,74735 0,520% hormigon 3,95 14407,97 0,0016 0,0150 1868,39 11800396,7

5,65 7,56 0,74735 0,660% hormigon 4,45 16228,43 0,0016 0,0150 1868,39 13291389,1

5,65 7,56 0,74735 -0,450% hormigon #¡NUM! 0,0016 0,0150 1868,39 #¡NUM!

5,65 7,56 0,74735 1,43% hormigon 6,54 23875,67 0,0016 0,0150 1868,39 19554620,2

5,65 7,56 0,74735 0,851% hormigon 5,05 18423,54 0,0016 0,0150 1868,39 15089220,8

5,65 7,56 0,74735 10,156% hormigon 17,44 63660,69 0,0016 0,0150 1868,39 52139288

Los caudales que es capaz de evacuar esta opción se resumen en la tabla que

aparece a continuación.




CAPACIDAD DE LA AMPLIACIÓN

máximo 95404,36 l/s

mínima 11838,77 l/s

media 18093,81 l/s




4. PRESUPUESTO ESTIMADO El coste estimado de ejecución material de las tres alternativas propuestas se

muestra en la tabla siguiente. Al final del documento se incluye una anejo de

presupuestos donde se justifica la estimación de este coste.

Presupuesto

Opción A: Desdoblamiento de la conducción 507.394,95 €

Opción B: Sustitución por marco 441.147,21 €

Opción C: Ampliación del canal 427.871,39 €

5. CONCLUSIONES Y ACONTECIMIENOS

Según indicaciones de Apemsa, la opción elegida para su desarrollo en un

proyecto de construcción fue la opción B. Según los cálculos hidráulicos

obtenidos para esa opción, en primer tramo se proyectaba una sección marco

de dimensiones 2,25 x 2,00 metros interiores.

Posteriormente El Ayuntamiento de El Puerto de Santa María ha ejecutado la

cubrición de este antiguo canal, de forma que su demolición y sustitución por

el marco de 2,25 x2,00 metros resulta ahora más onerosa. Siguiendo las

indicaciones de Apemsa, se ha decidido posteriormente desarrollar la primera

opción estudiada, aprovechando el canal existente y proyectando una

conducción paralela a la existente.



ANEJO Nº 7: ESTUDIO GEOTÉCNICO. Página 1




ESTUDIO GEOTÉCNICO.

A continuación se incluye el estudio geotécnico realizado por GEOCISA a encargo

de APEMSA.




ANEXO: INFORME GEOTECNICO SOBRE LOS NUEVOS COLECTORES DE

DESAGÚE DE LA ZONA ESTE DE EL PUERTO DE SANTA MARIA

INFORME GEOTÉCNICO SOBRE LOS NUEVOS COLECTORES DE DESAGUE DE LA ZONA ESTE

DE EL PUERTO DE SANTA MARÍA (CÁDIZ)

1) ANTECEDENTES

2) MARCO GEOLÓGICO

3) CALICATAS DE RECONOCIMIENTO

4) ENSAYOS PENETROMÉTRICOS DINÁMICOS

5) ENSAYOS DE LABORATORIO

6) AGRESIVIDAD DE LOS SUELOS Y DEL AGUA FREÁTICA

7) CARACTERIZACIÓN GEOTÉCNICA DE LOS SUELOS

8) PERFILES GEOTÉCNICOS

9) CIMENTACIÓN Y ASIENTOS DE LOS COLECTORES

10) TALUDES DE EXCAVACIÓN

11) DIMENSIONAMIENTO DE LAS TABLESTACAS

12) DIMENSIONAMIENTO DE LOS PILOTES

13) CRUCES DEL FERROCARRIL

14) RESUMEN Y CONCLUSIONES

INFORME GEOTÉCNICO SOBRE LOS NUEVOS COLECTORES DE DESAGUE DE LA ZONA ESTE DE EL

PUERTO DE SANTA MARÍA (CÁDIZ)

ÍNDICE

INFORME GEOTÉCNICO SOBRE LOS NUEVOS COLECTORES DE DESAGUE DE LA ZONA ESTE DE EL

PUERTO DE SANTA MARÍA (CÁDIZ)

1) ANTECEDENTES

En el presente informe se analizan los datos geotécnicos obtenidos endiversas campañas geotécnicas realizadas en relación con tres proyectosde nuevos colectores ubicados en la zona Este de El Puerto de SantaMaría (Cádiz).

Dichos proyectos corresponden al "Colector Variante de Rota", al"Colector de la Zona de la Florida" y al "Colector Cañada del Verdugo",cuya situación se indica en la figura siguiente.

Situación de los colectores

PÁGINA 1

La campaña geotécnica correspondiente al proyecto del "colector dedesague de la Zona de la Florida" consta de 5 ensayos penetrométricosdinámicos y 3 calicatas de reconocimiento; la correspondiente al proyectodel "colector variante de Rota" de 7 ensayos penetrométricos dinámicos y2 calicatas de reconocimiento; y la correspondiente al proyecto del"colector Cañada del Verdugo" de 9 ensayos penetrométricos dinámicosy 3 calicatas de reconocimiento.

La ubicación de estos ensayos de campo puede verse en la siguientefigura.

P1P2

P3 P4P5

P6P7

C1C2

P8

P9

C3

P1P2

P4P5 P6P7

P3C1

C2

P1P2

P3

P4

C1

C3

C4

P5

Ubicación de los ensayos de campo

PÁGINA 2

2) MARCO GEOLÓGICO

En los informes geotécnicos correspondientes a los tres proyectos semenciona que los colectores atraviesan la falla que separa la zona de ElPuerto de Santa María de la zona de estuario o marismas, cuya direcciónes N35ºE, y que es la responsable del brusco giro del río Guadaleteantes de su desembocadura.

En toda el área se identifican, de techo a muro, las siguientesformaciones geológicas:

- Suelos ruderales consecuencia de actividades y asentamientoshumanos.

- Depósitos de inundación del Caño del Molino o del río Guadalete,formados por limos y arcillas con materia orgánica e intercalacionesarenosas con disposiciones lenticulares, originados bien porsedimentación de partículas muy finas al disminuir la velocidad de lacorriente de agua, bien por floculación de la materia en suspensión por laacción de las aguas marinas y posterior precipitación de los flóculos,dando lugar a extensos depósitos de terrenos fangosos.

- Dunas correspondientes a un manto arenoso eólico muy degradado

- Glacis de cobertera integrado por unas arenas rojas arcillosas y limosascon cantos cuarcíticos de tamaño máximo entre 6 y 8 cm sin estructurassedimentarias visibles, correspondiente a un depósito pleistoceno querellena las irregularidades de la karstificación superficial delconglomerado ostionero infrayacente, con presencia de costrificacionesde escasa potencia originadas por procesos pedogenéticos de iluviacióncapilar de carbonatos, conocido popularmente con el nombre de "barro".

- Formación detrítica constituída por arenas, limos y conglomerados confósiles, con intercalaciones frecuentes de niveles calizos muy conchíferosa manera de costras fuertemente cementadas, denominadaspopularmente "piedra ostionera". Hacia la base aparecen margas decolor crema o verdosas, pudiendo alcanzar este nivel una potenciamáxima de 35 m.

PÁGINA 3

3) CALICATAS DE RECONOCIMIENTO

A continuación se recopilan los cortes obtenidos en las diversas calicatasde reconocimiento realizadas.

0,00

2,20

3,50

rellenos antrópicos

glacis de cobertera

C1

2,40

0,00

2,75


C2

N.F. 2,55

COLECTOR VARIANTE DE ROTA

0,00

1,10

2,30

3,20


glacis de cobertera

arenas, limos y conglomerados ostioneros

C10,00

1,35

1,95


glacis de coberteraarenas, limos y conglomerados ostioneros

C2

1,65

COLECTOR CAÑADA DEL VERDUGO

0,00

1,30

1,80

2,95

fangos de marisma


C3

N.F. 2,10

0,00

0,651,00

1,70

3,45


arena dunar

glacis de cobertera

glacis de cobertera

C10,00

1,50

3,40


C4

fangos de marisma

2,80fangos de marisma

COLECTOR DE DESAGUE DE LA ZONA DE LA FLORIDA

0,00

0,60

1,351,70

3,45


glacis de cobertera

C3


rellenos antrópicostierra vegetal1,90

N.F. 3,20

PÁGINA 4

Del análisis de estos cortes se pueden obtener las siguientesconclusiones:

a) Existe una capa superficial de rellenos antrópicos, de espesor muyvariable, que abarca toda la zona en estudio excepto la correspondientea la calicata C3 del colector Cañada del Verdugo.

b) Bajo esta capa de rellenos antrópicos se encuentra bien eldenominado glacis de cobertera, formado por arenas rojas arcillosas ylimosas con cantos cuarcíticos, bien los denominados fangos demarisma, correspondientes a depósitos de inundación del Caño delMolino o del río Guadalete, formados por limos y arcillas con materiaorgánica e intercalaciones arenosas.El estrato base de arenas, limos y conglomerados ostioneros aflora enlas catas C1, C2 y C3 del colector Cañada del Verdugo.

Con todo ello se pueden establecer, a modo de conjetura, las plantasgeotécnicas que figuran a continuación.

C1C2

C3

C1

C2

C1

C3

C4


fangos de

marisma

Planta geotécnica en superficie

PÁGINA 5

C1C2

C3

C1

C2

C1

C3

C4


fangos de marisma

Planta geotécnica a 1,5 m de profundidad bajo la superficie

glacis de cobertera

C1C2

C3

C1

C2

C1

C3

C4


fangos de marisma

Planta geotécnica a 3,0 m de profundidad bajo la superficie

glacis de cobertera

arenas, limos y conglomerados

ostioneros

PÁGINA 6

4) ENSAYOS PENETROMÉTRICOS DINÁMICOS

A continuación se recopilan los resultados de los diferentes ensayospenetrométricos dinámicos realizados.

Colector de desague de la zona de la Florida - Ensayos penetrométricos dinámicos

P3

P2

P1P5

rellenos antrópicosarena dunar

glacis de cobertera

C1 (P5)


C4 (P4)

fangos de marisma

P4

PÁGINA 7

Colector Variante de Rota - Ensayos penetrométricos dinámicos

P6

P5

P4

P3 P2

P7

P1 rellenos antrópicos

glacis de cobertera

C1 (P3) C2 (P4)

PÁGINA 8

Colector Cañada del Verdugo - Ensayos penetrométricos dinámicos

P8

P9

P7P6

P5 P4

P3

P2

P1


glacis de cobertera


C1 (P1) C2 (P3)

fangos de marisma

C3 (P8)

PÁGINA 9

Analizando en primer lugar el rechazo de los penetrómetros, en lasiguiente figura se señalan con un punto rojo los ensayos que han dadorechazo antes de los 10 m de profundidad.

El rechazo se produce en las capas de conglomerados ostioneros,fenómeno que se observa claramente en los penetrómetros P1, P2 y P3del colector Cañada del Verdugo (ver catas C1 y C2) y que puedeextrapolarse a los demás ensayos. La profundidad de rechazo varía entre2 y 9 m y es en general menor hacia el norte, donde esta formación esmás superficial.

No obedecen a esta regla los penetrómetros P5 (Cañada del Verdugo) yP3 (Variante de Rota) si bien ambos ensayos muestran un significativoaumento de los golpeos a partir de los 6 m de profundidad que es acordecon los demás ensayos y que se explica por la entrada de la puntaza endicha formación detrítica.

P1P2 P3

P4P5

P6P7

P8P9

P1P2

P4P5

P6

P7

P3

P1

P2

P3

P4

P5

4,43,0

2,09,0

8,66,8

6,6

5,86,8

5,2

8,8

7,88,8

7,4

Profundidades de rechazo de los penetrómetros

PÁGINA 10

Un análisis parecido se puede aplicar a los ensayos situados en la zonade marisma, que no rechazan pero presentan, como se observa en lafigura siguiente, un claro aumento de los golpeos a partir de una ciertaprofundidad (4 a 7 m), imputable al mencionado estrato de arenas, limosy conglomerados ostioneros.

P6 (Varte. Rota)

P5 (Varte. Rota)

P7 (Varte. Rota)

P4 (La Florida)

P9 (Cañada del Verdugo)

Penetrómetros situados en la zona de marisma

PÁGINA 11

En segundo lugar se observa en los ensayos penetrométricos que seidentifican los fangos de marisma por unos golpeos muy bajos, inferioresa 10, mientras que los golpeos en el denominado glacis de cobertera,aún siendo bajos y bastante irregulares, son normalmente mayores,situandose en el entorno de los 10 golpes.Los ensayos característicos que atraviesan fangos de marisma,observables en las calicatas, son el P4 (La Florida, cata C4) y el P8(Cañada del Verdugo, cata C3). Se representan en la figura siguiente.


C4 (P4)

fangos de marisma

P4 (La Florida)



fangos de marisma

C3 (P8)

fangos de marisma

Golpeos característicos de los fangos de marisma

PÁGINA 12

Ensayos característicos del glacis de cobertera son el P5 (La Florida,cata C1), el P3 (Variante de Rota, cata C1) y el P1 (Cañada del Verdugo,cata C1). Se representan en la figura siguiente.

Golpeos característicos del glacis de cobertera

P5 (La Florida)

rellenos antrópicosarena dunar

glacis de cobertera

C1 (P5)


C4 (P4)

fangos de marisma

P4 (La Florida)

P3 (Variante de Rota)


glacis de cobertera

PÁGINA 13

Atendiendo a este criterio se pueden identificar fangos de marisma en lospenetrómetros P4 (y quizás P2 y P3) (La Florida); P5, P6 y P7 (Variantede Rota); y P7, P8 y P9 (Cañada del Verdugo).

Estos ensayos se representan en las siguientes figuras.

Ensayos que indican presencia de fangos de marisma - Colector de La Florida

P3 (La Florida)

P2 (La Florida)

P4 (La Florida)

PÁGINA 14

P6

P5

P7

Ensayos que indican presencia de fangos de marisma - Colector Variante de Rota

PÁGINA 15

P8

P9

P7

Ensayos que indican presencia de fangos de marisma - Colector Cañada del Verdugo

PÁGINA 16

HBR Casagrde

C1 1.00 - 1,70 A-6 SC 32 15 17

C1 1.70 - 3,45 A-2-6 SC 28 13 15

C3 1.70 - 1,90 A-6 CL-2 34 19 15

C3 1.90 - 3,45 A-2-6 SC 25 13 12

C4 1,50 - 2,80 A-7-6 CH 61 27 34

C4 2,80 - 3,40 A-7-5 MH 57 33 24

C1 2,20 - 2,40 A-6 SC 33 13 20

C1 2,40 - 3,50 A-6 SC 30 11 19

C1 1,10 - 2,30 A-7 SC 38 18 20

C1 2,30 - 3,20 A-4 CL-ML 24 17 7

C2 1,35 - 1,65 A-6 SC 38 18 20

C3 0,00 - 1,30 A-7-6 CH 82 29 53

C3 1,30 - 1,80 A-7-6 SC 42 20 22

C3 1,80 - 2,95 A-2-6 SC 33 15 18

tierra vegetal fangos de marisma

glacis de cobertera arenas, limos y conglomerados ostioneros

C1 1.00 - 1,70 274

C1 1.70 - 3,45 206 4,0

C3 1.70 - 1,90 2,98

C3 1.90 - 3,45 342 4,0 359,73

C4 1,50 - 2,80 3500 0,0 0,73

C4 2,80 - 3,40 2300 0,0 2,85

C1 2,20 - 2,40

C1 2,40 - 3,50 900 20,06

C1 1,10 - 2,30 300

C1 2,30 - 3,20 300 65,62

C2 1,35 - 1,65 500

C3 0,00 - 1,30 14000 0,00

C3 1,30 - 1,80 700

C3 1,80 - 2,95

Sulfatos

(ppm)

Acidez B.

Gully

Materia

orgánica

La F

lorid

a

ANÁLISIS DE SUELOS%

Carbonatos

IDENTIFICACIÓN DE SUELOS

Colector Calicata Prof. (m)

Variante

de Rota

Cañ

ada

del V

erdu

go

LL LP IP

Variante

de Rota

Cañ

ada

del V

erdu

goLa

Flo

rida

Cloruros

(ppm)

tipo de sueloClasificación

Colector Calicata Prof. (m)

5) ENSAYOS DE LABORATORIO

En el cuadro siguiente se resumen los ensayos de laboratorio realizadossobre las diferentes muestras extraídas de las calicatas.

Arena arcillosa

arcilla de plasticidad media

limo plástico

arcilla de plasticidad elevada

Arena arcillosa

Arena arcillosa

Arena arcillosa

Arena arcillosa

Arcilla limosa

Arena arcillosaarcilla de plasticidad elevada

Arena arcillosa

Arena arcillosa

Arena arcillosa

PÁGINA 17

C3 3,20 7,21 4,37 0,36 241,28 20,24 1060

C2 2,55 7,70 111,87 1,08 386,88 13,6 168800

C3 2,10 7,20 627,46 0,01 1062,88 18,4 23100Cañada del Verdugo

La Florida

Amonio

(mg/l)

Sulfatos

(mg/l)

CO2

(mg/l)

Residuo

seco (mg/l)

Magnesio

(mg/l)

Variante de Rota

Calicata Prof. (m) Ph

ANÁLISIS DEL AGUA FREÁTICA

Colector

6) AGRESIVIDAD DE LOS SUELOS Y DEL AGUA FREÁTICA

Atendiendo a los criterios de agresividad de los suelos contra el hormigónde la tabla 8.2.3.b de la Instrucción EHE08 se encuentra que son deagresividad débil los suelos de la cata C4 (La Florida) entre 2,80 y 3,40 mde profundidad (fangos de marisma), de agresividad media los suelos deesta misma cata entre 1,50 y 2,80 m de profundidad (fangos dfemarisma) y de agresividad fuerte los suelos de la cata C3 (Cañada delVerdugo) entre 0,00 y 1,30 m de profundidad (fangos de marisma).

Los restantes suelos no son agresivos contra el hormigón.

En cuanto a la agresividad del agua freática resulta ser débil en las catasC3 (La Florida) y C2 (Variante de Rota) y media en la cata C3 (Cañadadel Verdugo).

Se deberá usar por tanto para el hormigón en general la clase específicade exposición Qb y en particular la clase específica Qc para las obrasque vayan a alojarse dentro de los fangos de marisma, donde habrá queutilizar además cementos sulforesistentes.

7) CARACTERIZACIÓN GEOTÉCNICA DE LOS SUELOS

De acuerdo con los ensayos de campo y de laboratorio realizados acontinuación se precisan las características geotécnicas de los diferentesniveles de interés.

El denominado glacis de cobertera se identifica como una arena arcillosade plasticidad media y consistencia firme que admitiría presiones decimentación entre 1 y 2 kg/cm2.

PÁGINA 18

Los ensayos penetrómétricos advierten sin embargo de uncomportamiento irregular en superficie (N30 ≅ 10) que mejoranotablemente con la profundidad (N30 ≅ 20) y que puede ser debido a latransición observada en las catas de las arenas arcillosas pardas rojizassuperficiales a las arenas arcillosas ocres verdosas más profundas.

Por su parte el nivel de arenas, limos y conglomerados ostioneros seidentifica como una arena arcillosa de compacidad densa conabundantes restos fósiles y nódulos o lentejones ostioneros.

El índice N30 de los ensayos penetrométricos es irregular, encorrespondencia con la estructura anisótropa del nivel, pero en generalsuperior a 20, lo que asegura unas buenas condiciones de cimentación ypermitiría aplicar presiones de cimentación del orden de 3 kg/cm2.

Finalmente los denominados fangos de marisma se identifican comoarcillas de elevada plasticidad y se encuadran en el grupo A-7-6 queincluye aquellos materiales que tienen elevados índices de plasticidad yque pueden estar sujetos a cambios de volumen importantes.

Su potencial expansivo es "crítico - muy crítico", su capacidad portantebaja y su deformabilidad grande y errática, no siendo aptos estos suelospara cimentar sobre ellos.

Las características geotécnicas de estos suelos pueden ser precisadascon los ensayos realizados en una zona cercana para el proyecto de laestación de bombeo de aguas residuales del poblado de Doña Blanca.

En el emplazamiento de esta estación de bombeo se realizó un sondeo ydos penetrómetros, encontrándose entre 3 y 8 m de profundidad unaarcilla gris oscura semifangosa muy plástica, de aspecto y característicasmuy parecidas a los fangos de marisma.

En dicho nivel los índices N30 de los ensayos penetrométricos estáncomprendidos entre 2 y 10 golpes y los ensayos SPT entre 4 y 5 golpes.

En los ensayos de laboratorio realizados sobre las muestras inalteradasMI2 y MI3 se obtuvieron los siguientes resultados:

PÁGINA 19

HBR Casagrde

S1 3.00 - 3,60 A-7 CH 85 37 48

S1 5,00 - 5,60 A-7 CH 70 34 37

húmeda seca φ (º)

S1 3.00 - 3,60 66 1,59 0,96 11,86

S1 5,00 - 5,60 67 19,54

Doña

Blanca

PROPIEDADES DE SUELOS

Obra Sondeo Prof. (m)Corte directo

c (kg/cm2)Doña

Blanca

Humedad

(%)

Densidad Resist. Comp. Simple

qu (kg/cm2)

0,14 0,09

0 0,13

IDENTIFICACIÓN DE SUELOS

Obra Sondeo Prof. (m)Clasificación

tipo de suelo LL LP IP

Cc ≅ 0,10 + (LL - 20) / 100 ≅ 0,7

8) PERFILES GEOTÉCNICOS

De acuerdo con todo lo anteriormente expuesto se pueden establecer losperfiles geotécnicos a lo largo de las trazas de cada uno de los colectoresque a continuación se indican.

En dichos perfiles se ha representado asimismo la rasante hidráulica(línea azul) y la rasante de excavación (línea roja), situada 0,5 m pordebajo.



Se puede observar que estos suelos tienen unos límites de Atterbergparecidos a los identificados en los ensayos anteriores como fangos demarisma.

Su índice de poros es muy alto (e ≅ 1,59 / 0,96 ≅ 1,7), su densidad secamuy baja y sus propiedades resistentes muy débiles.

De acuerdo con los ensayos de corte directo se les puede atribuir unacohesión del orden de 1 t/m2 y un ángulo de rozamiento interno del ordende 15º.

Son suelos muy compresibles, con un índice de compresión Cc que sepuede estimar, de acuerdo con el apartado 3.2.10.2 ROM 05-94 en elentorno de :

PÁGINA 20

P1

P2

P3

P4

P5

C1

C3

C4

rasante hidráulica

rasante de excavación

Perfil geotécnico esquemático del colector de La Florida

P1 C1 P5 P2 P3 C3 P4 C4

+5,00

+4,00

+3,00

+2,00

+1,00

0,00

-1,00

-2,00

+6,00

+7,00


glacis de cobertera (N30 ≅ 20)



fangos de marisma

arena

Nivel freático

FFCC

PÁGINA 21

P1P2

P4P5

P6

P7

P3C1

C2

rasante hidráulica


Perfil geotécnico esquemático del colector Variante de Rota

P1 C1 P4P2P3

C2 P5

+5,00

+4,00

+3,00

+2,00

+1,00

0,00

-1,00

-2,00

+6,00

+7,00


fang

os d

e m

aris

ma

P6 P7



Nivel freático


FFCC

PÁGINA 22

P1P2

P3P4

P5

P6P7

P8P9

C1C2

C3

rasante hidráulica


Perfil geotécnico esquemático del colector Cañada del Verdugo

P1C1

P7P2 P3C3P8

+5,00

+4,00

+3,00

+2,00

+1,00

0,00

-1,00

-2,00

+6,00

+7,00


ostioneros


fangos de marisma

+8,00

+9,00

+10,00

C2P4 P5 P6 P9


glacis de cobertera (N30

≅ 10)

Nivel freático

FFCC

PÁGINA 23

9) CIMENTACIÓN Y ASIENTOS DE LOS COLECTORES

En los perfiles geotécnicos anteriores se pueden identificar los diferentesproblemas de excavación y cimentación planteados por las obrasproyectadas.

En general los rellenos antrópicos serán eliminados por la excavación delos colectores. Es necesario para ello que la rasante de excavación sea0,5 m inferior a la rasante hidráulica. Se deben prever no obstante, dadala variabilidad del espesor de estos rellenos, ciertas excavacionessuplementarias en zonas localizadas para eliminarlos por completo.

La mayor parte de las obras se cimenta en el denominado glacis decobertera. Como ya se ha mencionado hay que advertir en este nivel uncomportamiento irregular en techo de los ensayos penetrométricos,habiendose diferenciado en los perfiles geotécnicos una zona superficialde consistencia blanda, con índices N30 inferiores a 10 o en el entorno de10 y una zona profunda de consistencia media con índices N30 en elentorno de 20.

Se considera recomendable eliminar la zona superficial de consistenciablanda y sustituirla por un suelo seleccionado adecuadamentecompactado.Dicha zona se encuentra:

- en el colector de La Florida, en el área de influencia del penetrómetroP2, siendo necesarias excavaciones adicionales con respecto a larasante teórica de excavación del orden de 1,0 m.

- en el colector Variante de Rota, en el área de influencia delpenetrómetro P4, siendo asimismo necesarias excavaciones adicionalesdel orden de 1,0 m.

- en el colector Cañada del Verdugo, en el área de influencia de lospenetrómetros P7 y P8, siendo aquí necesarias excavaciones adicionalesque pueden alcanzar los 2,5 m.

La problemática más compleja se encuentra en las zonas con presenciade fangos de marisma, que corresponden a los tramos finales de loscolectores.

PÁGINA 24

El colector de la Florida es el menos conflictivo ya que el nivel de fangoses eliminado por la excavación y la cimentación se encaja en el glacis decobertera o en el techo del estrato base ostionero (penetrómetro P4),siendo necesario resolver únicamente los problemas derivados de laexcavación de la zanja en el nivel de fangos.

Por el contrario el colector Variante de Rota se aloja por completo, en sutramo final, dentro de los fangos de marisma. De acuerdo con elpenetrómetro P7 se puede establecer que bajo la rasante teórica deexcavación quedarán del orden de 2,0 m de fangos y 1,0 m de glacis deconsistencia media antes de encontrar el estrato base ostionero.

La sección tipo del colector, de la clase moduloval de 1,95 x 1,15 m, serepresenta en la figura siguiente.

La presión efectiva de cimentación aplicada en el plano AB de la figuraes del orden de 6,8 t/m2 cuando antes de la ejecución era del orden de2,0 . 1,7 (escombro) + 2,0 . 0,6 (fangos) = 4,6 t/m2.

Sección tipo del colector Variante de Rota en el tramo final (fangos de marisma)

relle

no

fangos de marisma

glacis de cobertera

estrato base ostionero

4,0

2,0

1,0

tablestacado

moduloval 1,95 x 1,15 m

relleno artificial compactado γ ≅ 2,2 t/m3

0,5

1,15

p ≅ 2,0 . 2,2 + 2,0 . 1,2 = 6,8 t/m2

A B

nivel freático

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soo ≅ 0,7 . 2,0 / 2,7 . log10(1 + 1,5 / 3,5) ≅ 0,08 m

soo = (Cc . H) / (1 + e0) . log10 [1 + ∆σ'v / σ'0] ≅≅ 0,7 . 2,0 / 2,7 . log10(1 + 2,2 / 4,6) ≅ 0,09 m

La ejecución del colector supone por tanto un aumento de la presiónvertical efectiva sobre los 2,0 m de fangos infrayacentes del orden de 6,84,6 ≅ 2,2 t/m2.

Admitiendo que los fangos están normalmente consolidados y que elcoeficiente de compresión es el indicado en el apartado 7 anterior (Cc ≅ 0,7) el asiento soo a largo plazo de los fangos es:

Se deben prever asientos del colector del orden de 10 cm que noresultan admisibles por lo que será necesario sustituir los fangos o pilotarel colector sobre el estrato base ostionero.

El problema para la parte final del colector Cañada del Verdugo esparecido. Según el penetrómetro P9 bajo la rasante teórica deexcavación quedarán del orden de 2,0 m de fangos y 1,5 m de glacis deconsistencia blanda antes de encontrar el estrato base ostionero.

La sección tipo del colector corresponde a un marco de 3,00 x 2,50 m yse representa en la figura siguiente.

La presión efectiva de cimentación aplicada en el plano AB de la figuraes del orden de 5,0 t/m2 cuando antes de la ejecución era del orden de1,0 . 1,7 (escombro) + 3,0 . 0,6 (fangos) = 3,5 t/m2.

La ejecución del colector supone por tanto un aumento de la presiónvertical efectiva sobre los 2,0 m de fangos infrayacentes del orden de 5,03,5 ≅ 1,5 t/m2.

Admitiendo igualmente que los fangos están normalmente consolidados yque el coeficiente de compresión Cc es del orden de 0,7 el asiento soo alargo plazo de los fangos es:

En este caso es también recomendable, dada la magnitud de losasientos, sustituir los fangos o pilotar sobre el estrato base ostionero.

PÁGINA 26

Sección tipo del colector Cañada del Verdugo en el tramo final (fangos de marisma)

fangos de marisma


4,0

2,0

1,5

tablestacado

marco 3,00 x 2,50 m

relleno artificial compactado γ ≅ 2,2 t/m3

0,5

3,1

p ≅ 0,4 . 2,2 + 0,5 . 1,2 + 2,5 (colector) + 1,0 (agua) = 5,0 t/m2

A B

nivel freático

glacis de cobertera

PÁGINA 27

10) TALUDES DE EXCAVACIÓN

En lo referente a los taludes de excavación se deducen de los perfilesgeotécnicos establecidos en el apartado 8, exceptuando las zonas queatraviesan fangos de marisma, las siguientes secciones típicas deexcavación:

glacis de coberteraN30 ≅ 10


2,5

0,5

Sección tipo 1 (Colector de La Florida )


rellenos antrópicos1,0

3,0

1,0

N.F.




1,50,5

N.F.

Sección tipo 3 (Colector Vte de Rota )



1,0 1,0

N.F.

Sección tipo 4 (Colector Vte de Rota )



2,0

Sección tipo 5 (Colector Cñda del Verdugo )



2,5 N.F.

1,0

Sección tipo 6 (Colector Cñda del Verdugo )

PÁGINA 28

Para calcular la estabilidad de los taludes de excavación se usará elprograma "Slope/W" versión 5.17 asignando a los diferentes suelos lossiguientes parámetros geométricos:

rellenos antrópicos - γ = 1,7 t/m3 - φ = 35º - c = 0,1 t/m2

glacis de cobertera (N30 ≅ 10) - γ = 1,8 t/m3 - φ = 30º - c = 0,5 t/m2

glacis de cobertera (N30 ≅ 20) - γ = 1,8 t/m3 - φ = 30º - c = 1,0 t/m2

En las figuras siguientes se representa para cada caso el círculo dedeslizamiento pésimo calculado por el método de Bishop y el coeficientede seguridad asociado, que corresponde al número rojo escrito al ladodel punto grueso rojo que representa el centro del círculo pésimo.

2.084 1.835 2.341 4.361 16.037

5.376 2.143 1.819 1.699 2.094 3.668 9.377

4.743 2.115 1.716 1.616 1.880 2.963 6.589

6.778 4.538 2.414 1.790 1.612 1.713 2.288 7.089

5.875 4.415 2.717 1.920 1.599 1.602 1.961 4.135

5.508 4.317 2.923 2.068 1.668 1.569 1.771 2.652

5.375 4.256 3.120 2.220 1.768 1.578 1.659 2.125 22.256

5.297 4.229 3.260 2.374 1.878 1.624 1.637 1.860 3.381

5.214 4.223 3.377 2.528 1.994 1.695 1.620 1.709 2.410

5.161 4.235 3.478 2.673 2.111 1.778 1.621 1.666 2.002

5.137 4.256 3.534 2.791 2.230 1.867 1.663 1.670 1.780 2.928

1.569

Distancia (m)6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

Elevación(m)

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20

21

círculo de deslizamiento pésimo

coeficiente de seguridad a deslizamiento

PÁGINA 29

2.084 1.835 2.341 4.361 16.037

5.376 2.143 1.819 1.699 2.094 3.668 9.377

4.743 2.115 1.716 1.616 1.880 2.963 6.589

6.778 4.538 2.414 1.790 1.612 1.713 2.288 7.089

5.875 4.415 2.717 1.920 1.599 1.602 1.961 4.135

5.508 4.317 2.923 2.068 1.668 1.569 1.771 2.652

5.375 4.256 3.120 2.220 1.768 1.578 1.659 2.125 22.256

5.297 4.229 3.260 2.374 1.878 1.624 1.637 1.860 3.381

5.214 4.223 3.377 2.528 1.994 1.695 1.620 1.709 2.410

5.161 4.235 3.478 2.673 2.111 1.778 1.621 1.666 2.002

5.137 4.256 3.534 2.791 2.230 1.867 1.663 1.670 1.780 2.928

1.569

Distancia (m)6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

Elevación(m)

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20

21




1,51,0

3.651 2.423 1.923 1.653 1.744 2.207 7.1073.127 2.376 1.908 1.629 1.692 2.096 5.552

5.228 2.973 2.349 1.908 1.626 1.651 2.017 4.5833.989 2.907 2.335 1.911 1.635 1.622 1.935 3.931 23.207

7.178 3.735 2.862 2.330 1.922 1.653 1.607 1.874 3.4645.166 3.643 2.831 2.332 1.940 1.676 1.600 1.838 4.1465.281 3.569 2.812 2.338 1.963 1.703 1.606 1.804 3.5855.444 3.512 2.800 2.348 1.988 1.732 1.619 1.787 3.143 10.704 18.9155.302 3.588 2.793 2.362 2.016 1.762 1.638 1.747 2.758 5.7885.556 3.548 2.792 2.379 2.044 1.794 1.661 1.712 2.411 4.1705.448 3.657 2.796 2.397 2.073 1.826 1.687 1.696 2.176 3.367 34.936

1.600

Distancia (m)6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19




1,5

1,0

PÁGINA 30

2.393 2.0201.921 2.0622.3082.404 2.0421.886 1.9542.081 2.6592.428 2.0741.886 1.8742.339 3.2282.459 2.1131.907 1.8232.130 2.601 2.7092.495 2.1571.937 1.8121.985 2.267 8.8592.535 2.2031.974 1.8251.882 2.058 2.6122.578 2.2512.015 1.8481.831 1.916 2.2583.5102.622 2.2992.059 1.8791.818 1.820 2.0362.7182.667 2.3482.105 1.9131.823 1.777 1.8892.312 2.52.712 2.3972.151 1.9511.839 1.761 2.0792.063 2.92.757 2.4462.199 1.9911.863 1.762 1.9361.898 2.4

1.761

Distancia (m)6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

Elevación (m)

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20



Sección tipo 3 (Colector Vte de Rota)

1,5

1,0

1,5

1,0

3.308 2.112 2.147 2.090 3.101 11.767

2.243 1.851 1.743 1.922 2.600 6.893

3.971 2.054 1.876 1.721 1.638 1.793 2.344 4.933

3.890 2.059 1.776 1.639 1.587 1.672 2.176 6.046

3.388 2.245 1.723 1.591 1.588 1.609 2.028 4.478

3.162 2.466 1.817 1.623 1.544 1.565 1.924 3.599

3.096 2.614 1.953 1.685 1.521 1.564 1.863 2.749 29.009

3.071 2.619 2.104 1.741 1.556 1.535 1.789 2.283 6.485

3.055 2.632 2.262 1.834 1.616 1.503 1.679 2.017 3.525

3.104 2.653 2.315 1.941 1.688 1.526 1.573 1.847 2.626

3.103 2.678 2.358 2.056 1.766 1.573 1.514 1.734 2.199 6.100

1.503

Distancia (m)6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

Elevación (m)

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20

21



Sección tipo 4 (Colector Vte de Rota)

1,5

1,0

PÁGINA 31

2.413 2.0221.781 1.7111.921 2.268 2.4203.0722.437 2.0561.804 1.6901.804 1.983 2.6513.2652.469 2.0981.838 1.6971.725 1.820 2.1622.358 3.0782.507 2.1461.879 1.7191.686 1.716 1.9102.561 3.2592.548 2.1951.925 1.7501.680 1.651 1.7602.117 2.3823.3022.592 2.2471.972 1.7871.693 1.627 1.6621.878 2.5702.3742.636 2.2992.022 1.8281.716 1.626 1.7611.730 2.1252.4972.682 2.3512.071 1.8711.745 1.709 1.6981.841 1.8802.0632.728 2.4042.122 1.9151.778 1.719 1.6721.727 1.7272.1892.775 2.4562.172 1.9611.814 1.737 1.6681.671 1.8271.919

1.626

Distancia (m)6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

Elevación (m)

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20

21



Sección tipo 5 (Colector Cñda del Verdugo)

1,5

1,0

1,5

1,0

2.084 1.643 1.738 2.196 7.1072.799 2.149 1.797 1.596 1.686 2.089 5.552

4.134 2.694 2.100 1.782 1.568 1.641 2.008 4.5837.322 3.485 2.636 2.096 1.776 1.559 1.603 1.929 3.931 23.2075.486 3.308 2.599 2.115 1.780 1.562 1.572 1.861 3.4294.385 3.236 2.574 2.134 1.791 1.573 1.548 1.821 4.1084.430 3.179 2.557 2.139 1.808 1.591 1.536 1.766 3.4954.514 3.133 2.549 2.149 1.829 1.612 1.535 1.731 3.072 10.704 18.9154.628 3.178 2.545 2.162 1.852 1.635 1.543 1.705 2.599 5.7884.550 3.244 2.546 2.177 1.876 1.661 1.556 1.647 2.298 4.1704.725 3.328 2.550 2.194 1.902 1.689 1.573 1.610 2.092 3.223 34.936

1.535

Distancia (m)6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

Elevación (m)

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20



Sección tipo 6 (Colector Cñda del Verdugo)

1,5

1,0

PÁGINA 32

Se obtienen coeficientes de seguridad a deslizamiento del orden de 1,5adoptando taludes de excavación 1,5H/1,0V en los rellenos antrópicos yel glacis de cobertera de consistencia blanda (N30≅10). En el glacis decobertera de consistencia media (N30≅20) se puede adoptar un taludmás vertical 1,0H/1,5V.

En lo referente a los tramos que atraviesan fangos de marisma seobtienen coeficientes de seguridad a deslizamiento, según la altura delestrato de rellenos antrópicos depositados sobre los fangos,comprendidos entre 1,4 y 1,6 cuando se adoptan taludes de excavación2,0H/1,0V en los fangos y 1,5H/1,0V en los rellenos antrópicos.

Estas situaciones se representan en las dos figuras siguientes,correspondientes a las secciones tipo de excavación nº 7 y 8.

Si no fuera posible desarrollar dichos taludes por falta de espacio debidoa la existencia de edificaciones colindantes será preciso entibar laexcavación mediante tablestacas.

3.046 2.144 1.743 1.686 1.822 2.252 3.550 24.3894.485 2.727 1.947 1.715 1.657 1.761 2.131 3.342 18.3553.939 2.427 1.907 1.698 1.636 1.720 2.024 3.500 14.6253.291 2.250 1.877 1.689 1.625 1.693 2.014 3.321 12.1182.943 2.210 1.861 1.685 1.621 1.677 1.942 3.164 10.3322.768 2.179 1.853 1.687 1.622 1.668 1.890 3.411 19.3212.832 2.155 1.850 1.693 1.627 1.665 1.910 3.220 15.3132.921 2.138 1.851 1.700 1.635 1.665 1.877 3.024 12.6322.892 2.191 1.855 1.710 1.646 1.670 1.854 2.843 10.7253.022 2.182 1.861 1.721 1.658 1.676 1.839 2.678 9.3103.010 2.256 1.870 1.734 1.671 1.686 1.879 2.552 8.220 38.246

1.621

Distancia (m)6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

Elevación (m)

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20

21

fangos de marisma


Sección tipo 7 (en fangos de marisma)

1,5

1,02,0

1,0

PÁGINA 33

2.792 1.842 1.506 1.429 1.545 1.889 3.227 24.1732.447 1.711 1.485 1.404 1.506 1.786 2.950 18.133

4.053 2.158 1.680 1.476 1.392 1.480 1.713 3.060 14.3983.068 2.008 1.659 1.468 1.389 1.464 1.696 2.815 11.8882.680 1.974 1.649 1.471 1.391 1.455 1.652 2.606 10.0982.508 1.949 1.645 1.477 1.396 1.453 1.623 2.769 19.0492.572 1.929 1.646 1.487 1.407 1.454 1.631 2.567 15.0392.662 1.914 1.650 1.500 1.421 1.460 1.615 2.395 12.3592.633 1.960 1.656 1.513 1.437 1.468 1.606 2.264 10.3762.766 1.954 1.664 1.528 1.454 1.478 1.601 2.170 8.5272.750 2.019 1.674 1.544 1.472 1.490 1.625 2.101 7.038 38.188

1.389

Distancia (m)6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

Elevación (m)

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20

21

fangos de marisma


Sección tipo 8 (en fangos de marisma)

1,5

1,0

2,0

1,0

11) DIMENSIONAMIENTO DE LAS TABLESTACAS

Para el caso anteriormente mencionado, en las zonas de fangos, en queno exista espacio para la excavación de la zanja con los taludesrequeridos se prevé el uso de un tablestacado perdido apuntalado encoronación.

La necesidad de perder las tablestacas se crea porque al retirarlas sedesaloja un volumen de suelo adherido a las mismas que puede serimportante y que produce una pared vertical en los fangos.

Los círculos de deslizamiento que se producen debido a la creación dedicho corte vertical se deben calcular tomando los parámetrosgeotécnicos característicos del corto plazo, considerando por tanto unángulo de rozamiento nulo y una cohesión del orden de 1 t/m 2.

Estas situaciones se representan en las dos siguientes figuras (seccionestipo nº 9 y 10), donde se observa como se forma un círculo profundo quepuede afectar a las edificaciones colindantes.

PÁGINA 34

1.087 0.741 0.7581.486 1.063 0.892 0.741 0.759 0.920

2.530 1.381 1.034 0.885 0.746 0.634 0.9062.131 1.308 1.015 0.882 0.754 0.604 0.5841.897 1.256 1.001 0.881 0.763 0.616 0.592 0.6441.744 1.218 0.992 0.883 0.773 0.628 0.565 0.642

3.106 1.635 1.190 0.987 0.886 0.784 0.641 0.575 0.529 0.7112.694 1.555 1.168 0.984 0.891 0.796 0.654 0.585 0.534 0.5273.146 1.493 1.153 0.984 0.896 0.809 0.667 0.597 0.539 0.5252.799 1.446 1.141 0.985 0.902 0.822 0.681 0.608 0.546 0.5973.337 1.409 1.132 0.987 0.918 0.835 0.694 0.620 0.553 0.527

1.011

Distancia (m)6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

Elevación (m)

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20

21

fangos de marismaφ = 0 ; c = 10 t/m2


Sección tipo 9: círculo de deslizamiento a corto plazo que puede producirse al retirar el tablestacado

1.584 1.047 0.853 0.669 0.499 0.427 0.5291.431 1.012 0.845 0.679 0.514 0.455 0.498 0.507

2.485 1.332 0.988 0.842 0.691 0.530 0.467 0.420 0.5362.089 1.264 0.973 0.842 0.706 0.548 0.481 0.423 0.4901.860 1.216 0.963 0.844 0.721 0.566 0.496 0.453 0.4301.709 1.182 0.957 0.848 0.737 0.585 0.512 0.461 0.430

3.093 1.604 1.156 0.954 0.854 0.754 0.603 0.528 0.471 0.4312.679 1.525 1.137 0.953 0.860 0.770 0.622 0.545 0.482 0.4353.149 1.466 1.124 0.955 0.867 0.787 0.640 0.562 0.493 0.4672.804 1.421 1.114 0.957 0.874 0.803 0.659 0.578 0.504 0.4743.371 1.386 1.107 0.961 0.893 0.820 0.677 0.595 0.516 0.481

1.002

Distancia (m)6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

Elevación (m)

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20

21

fangos de marismaφ = 0 ; c = 10 t/m2


Sección tipo 10: círculo de deslizamiento a corto plazo que puede producirse al retirar el tablestacado

PÁGINA 35

Para el dimensionamiento de las tablestacas se tomará una profundidadde zanja de 4,5 m alojada en fangos de marisma con un depósitosuperior de rellenos antrópicos de 1 m de espesor.

La sección tipo de zanja se representa en la figura siguiente.

Para el cálculo de empujes sobre las tablestacas se supondrá que en lazanja se ha rebajado el nivel freático hasta el fondo de la excavación.Debido a la baja permeabilidad que cabe asignar a las arcillas fangosas,se admitirá asimismo que la presión del agua intersticial es hidrostática.

En cuanto a las cargas actuantes sobre las bermas, se tomará el tren decargas de 60 t, con el eje más próximo a la zanja situado a 0,5 m de lacoronación de las tablestacas. Se tomará asimismo una carga demedianería de 5 t/m2 a 1,0 m de profundidad que representa las cargasde cimentación de las edificaciones colindantes.

No se consideran cargas debidas al acopio de tierras en las bermas,debiendo retirarse todos los productos de excavación a vertedero oacopio intermedio.

El empuje activo sobre una pared vertical de un suelo cohesivo dedensidad γ, cohesión c y ángulo de rozamiento φ se obtiene a partir delas expresiones:

2,00

3x10 t 3x10 t

nivel freático

0,50

relleno antrópico

variable

4,5

p

Sección tipo de zanja tablestacada

fangos de marisma


1,0

5,0

2,0

c = 0,1 t/m2, φ = 35º , γ = 1,7 t/m3

c = 1 t/m2, φ = 30º , γ = 1,8 t/m3

c = 1 t/m2, φ = 15º , γ = 1,6 t/m3

carga de medianería

5 t/m2

PÁGINA 36

σ(z) = 0 si z <= hσ(z) = ka . (γ . z + p) - kac si z > h

h = kac / (ka.γ) - p / γ

, donde:

Para los distintos suelos del modelo de cálculo se obtiene:

Suelo nº Potencia

(m)φ (º) c (t/m2) γ (t/m3) ka

kac

(t/m2)p (t/m2) h (m) σ1 (t/m

2) σ2 (t/m2)

1 1,0 35 0,1 1,7 0,27 0,10 0,00 0,23 0,00 0,362 2,0 15 1,0 1,6 0,59 1,53 6,70 -2,56 2,41 4,293 3,0 15 1,0 0,6 0,59 1,53 9,90 -12,16 4,29 5,354 5,0 30 1,0 0,8 0,33 1,15 11,70 -10,29 2,75 4,08

ka = coeficiente de empuje activo = cos2φ / (1 + senφ)2

kac = 2 . c . ka1/2

h

σ(z)z

p

presión efectivapresión hidrostática

c=0,1 t/m2, φ=35º , γ=1,7 t/m31,0

2,0

c=1,0 t/m2, φ=15º , γ=0,6 t/m3

c=1,0 t/m2, φ=30º , γ=0,8 t/m3

c=1,0 t/m2, φ=15º , γ=1,6 t/m3

0,23

0,36 t/m2

4,29 t/m2

5,35 t/m2 3,00 t/m2

8,00 t/m2

empuje activo sobre la pantalla

3,0

5,0

4,08 t/m2

2,75 t/m2

2,41 t/m2

PÁGINA 37

si x/p > 0,4 ; σh = (P / p2) . 1,77 . (x / p)2 . (y / p)2 / [ (x / p)2 + (y / p)2 ]3 . cos2(1,1 . θ)si x/p <= 0,4 ; σh = (P / p2) . 0,28 . (y / p)2 / [ 0,16 + (y / p)2 ]3 . cos2(1,1 . θ)

Para calcular las presiones adicionales debidas al tren de cargas de 60 t,se utilizan igualmente las fórmulas de la tabla 3.4.2.2.11 de la normaROM 02-90:

Para las dos posibles posiciones de la carga frente a la pantalla seobtiene:

posición 1

r 1,501,50

2,00A

r 2,00

1,50

1,50

posición 2

A

x P

σh

yp

P

θσh

x

PLANTASECCIÓN

PÁGINA 38

0,504,50

1,1071 0,4636 0,2783 1,249 0,54040,1111 0,4444 0,7778 0,1111 0,5556

y (m) y/p0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,000,10 0,02 0,00 0,02 0,00 0,02 0,02 0,01 0,030,20 0,04 0,02 0,07 0,01 0,09 0,07 0,04 0,110,30 0,07 0,03 0,14 0,02 0,19 0,15 0,09 0,240,40 0,09 0,06 0,24 0,03 0,33 0,25 0,16 0,410,50 0,11 0,08 0,35 0,05 0,48 0,36 0,24 0,600,60 0,13 0,10 0,47 0,07 0,64 0,47 0,33 0,800,70 0,16 0,13 0,58 0,09 0,81 0,58 0,42 1,000,80 0,18 0,15 0,69 0,12 0,96 0,67 0,51 1,180,90 0,20 0,17 0,79 0,14 1,09 0,74 0,60 1,351,00 0,22 0,18 0,86 0,17 1,21 0,80 0,69 1,491,10 0,24 0,19 0,92 0,20 1,30 0,84 0,76 1,601,20 0,27 0,19 0,96 0,22 1,38 0,86 0,83 1,691,30 0,29 0,19 0,99 0,25 1,43 0,86 0,89 1,751,40 0,31 0,19 1,00 0,27 1,46 0,85 0,93 1,781,50 0,33 0,18 0,99 0,29 1,47 0,83 0,96 1,791,60 0,36 0,18 0,98 0,31 1,47 0,80 0,98 1,781,70 0,38 0,17 0,95 0,33 1,45 0,77 0,99 1,761,80 0,40 0,16 0,92 0,34 1,43 0,73 1,00 1,721,90 0,42 0,15 0,88 0,36 1,39 0,69 0,99 1,672,00 0,44 0,14 0,84 0,37 1,35 0,64 0,97 1,622,10 0,47 0,13 0,80 0,38 1,31 0,60 0,96 1,562,20 0,49 0,12 0,76 0,38 1,26 0,56 0,93 1,492,30 0,51 0,12 0,71 0,39 1,21 0,52 0,90 1,422,40 0,53 0,11 0,67 0,39 1,16 0,48 0,87 1,362,50 0,56 0,10 0,63 0,39 1,11 0,45 0,84 1,292,60 0,58 0,09 0,59 0,39 1,06 0,41 0,81 1,222,70 0,60 0,08 0,55 0,39 1,02 0,38 0,77 1,152,80 0,62 0,08 0,51 0,38 0,97 0,35 0,74 1,092,90 0,64 0,07 0,47 0,38 0,92 0,32 0,70 1,033,00 0,67 0,07 0,44 0,37 0,88 0,30 0,67 0,973,10 0,69 0,06 0,41 0,36 0,84 0,28 0,63 0,913,20 0,71 0,06 0,38 0,35 0,79 0,26 0,60 0,853,30 0,73 0,05 0,36 0,35 0,75 0,24 0,57 0,803,40 0,76 0,05 0,33 0,34 0,72 0,22 0,54 0,753,50 0,78 0,04 0,31 0,33 0,68 0,20 0,51 0,713,60 0,80 0,04 0,29 0,32 0,65 0,19 0,48 0,673,70 0,82 0,04 0,27 0,31 0,61 0,17 0,45 0,633,80 0,84 0,04 0,25 0,30 0,58 0,16 0,43 0,593,90 0,87 0,03 0,23 0,29 0,55 0,15 0,40 0,554,00 0,89 0,03 0,22 0,28 0,53 0,14 0,38 0,524,10 0,91 0,03 0,20 0,27 0,50 0,13 0,36 0,494,20 0,93 0,03 0,19 0,26 0,47 0,12 0,34 0,464,30 0,96 0,02 0,18 0,25 0,45 0,11 0,32 0,434,40 0,98 0,02 0,16 0,24 0,43 0,10 0,30 0,404,50 1,00 0,02 0,15 0,23 0,41 0,10 0,29 0,38

1,671,621,561,491,421,361,291,221,151,091,030,97

1,72

0,910,850,800,750,710,67

1,49

1,781,76

1,60

1,18

0,00σh (t/m

2)

0,030,11

0,41

1,00

total σh

(t/m2)

2

0,60

POSICIÓN 1 POSICIÓN 2 POSICIÓN MÁS

DESFAVORABLE

(cargas aisladas)σh (t/m2) (cargas aisladas)

0,24

x/p

1,75

0,630,590,550,52

0,80

1,781,79

0,490,460,430,400,38

total σh

(t/m2)

1,35

1,69

θ

distancia mínima al muro r (m)p (m)Presiones σh en la vertical del punto A

El empuje activo total sobre la pantalla, incluyendo el debido al tren decargas, a las cargas de medianería y al empuje hidrostático, se indica enla tabla y gráfico siguiente.

PÁGINA 39

terreno agua tráfico total0,00 0,00 0,00 0,00 0,000,20 0,00 0,00 0,11 0,110,40 0,09 0,00 0,41 0,500,60 0,18 0,00 0,80 0,980,80 0,27 0,00 1,18 1,451,00 0,36 0,00 1,49 1,851,00 2,41 0,00 1,49 3,901,25 2,65 0,00 1,69 4,331,50 2,88 0,00 1,78 4,661,75 3,12 0,00 1,76 4,872,00 3,35 0,00 1,67 5,022,25 3,59 0,00 1,49 5,082,50 3,82 0,00 1,36 5,182,75 4,06 0,00 1,15 5,213,00 4,29 0,00 1,03 5,323,25 4,38 0,25 0,85 5,483,50 4,47 0,50 0,75 5,723,75 4,56 0,75 0,63 5,934,00 4,64 1,00 0,55 6,204,25 4,73 1,25 0,46 6,444,50 4,82 1,50 0,38 6,704,75 4,91 1,75 0,00 6,665,00 5,00 2,00 0,00 7,005,25 5,09 2,25 0,00 7,345,50 5,17 2,50 0,00 7,675,75 5,26 2,75 0,00 8,016,00 5,35 3,00 0,00 8,356,00 2,75 3,00 0,00 5,756,20 2,80 3,20 0,00 6,006,40 2,86 3,40 0,00 6,266,60 2,91 3,60 0,00 6,516,80 2,96 3,80 0,00 6,767,00 3,02 4,00 0,00 7,027,20 3,07 4,20 0,00 7,277,40 3,12 4,40 0,00 7,527,60 3,18 4,60 0,00 7,787,80 3,23 4,80 0,00 8,038,00 3,28 5,00 0,00 8,288,20 3,34 5,20 0,00 8,548,40 3,39 5,40 0,00 8,798,60 3,44 5,60 0,00 9,048,80 3,49 5,80 0,00 9,299,00 3,55 6,00 0,00 9,559,20 3,60 6,20 0,00 9,809,40 3,65 6,40 0,00 10,059,60 3,71 6,60 0,00 10,319,80 3,76 6,80 0,00 10,56

10,00 3,81 7,00 0,00 10,8110,20 3,87 7,20 0,00 11,0710,40 3,92 7,40 0,00 11,3210,60 3,97 7,60 0,00 11,5710,80 4,03 7,80 0,00 11,8311,00 4,08 8,00 0,00 12,0811,20 4,13 8,20 0,00 12,3311,40 4,19 8,40 0,00 12,5911,60 4,24 8,60 0,00 12,8411,80 4,29 8,80 0,00 13,0912,00 4,35 9,00 0,00 13,3512,20 4,40 9,20 0,00 13,6012,40 4,45 9,40 0,00 13,8512,60 4,51 9,60 0,00 14,1112,80 4,56 9,80 0,00 14,3613,00 4,61 10,00 0,00 14,6113,20 4,67 10,20 0,00 14,8713,40 4,72 10,40 0,00 15,1213,60 4,77 10,60 0,00 15,3713,80 4,82 10,80 0,00 15,6214,00 4,88 11,00 0,00 15,8814,20 4,93 11,20 0,00 16,1314,40 4,98 11,40 0,00 16,3814,60 5,04 11,60 0,00 16,6414,80 5,09 11,80 0,00 16,8915,00 5,14 12,00 0,00 17,1415,20 5,20 12,20 0,00 17,4015,40 5,25 12,40 0,00 17,6515,60 5,30 12,60 0,00 17,9015,80 5,36 12,80 0,00 18,1616,00 5,41 13,00 0,00 18,4116,20 5,46 13,20 0,00 18,66

empuje activo σ(z) (t/m2)z (m)Empuje activo total sobre la pantalla

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

σ (t/m2)

z (m

)

PÁGINA 40

σ(z) = kp . (γ . z + p) + kpc

Suelo nº Potencia

(m)φ (º) c (t/m2) γ (t/m3) kp

kpc

(t/m2) p (t/m2) σ1 (t/m2) σ2 (t/m

2)

3 1,5 15 1,0 0,6 1,70 2,61 0,00 2,61 4,144 5,0 30 1,0 0,8 3,00 3,46 0,90 6,16 18,16

4,5

kp = coeficiente de empuje pasivo = (1 + senφ) / (1 - senφ)kpc = 2 . c . kp

1/2

El empuje pasivo sobre una pared vertical de un suelo cohesivo dedensidad γ, cohesión c y ángulo de rozamiento φ se obtiene asimismo apartir de las expresiones:

σ(z)

z

p

, donde:

Para los distintos suelos del modelo de cálculo resulta:

H =

11 presión efectiva

presión hidrostática

1,5

5,0

2,61 t/m2

6,16 t/m2

18,16 t/m2

4,14 t/m2

Empuje pasivo sobre la pantalla

PÁGINA 41

terreno agua total0,00 0,00 0,00 0,000,20 0,00 0,00 0,000,40 0,00 0,00 0,000,60 0,00 0,00 0,000,80 0,00 0,00 0,001,00 0,00 0,00 0,001,00 0,00 0,00 0,001,25 0,00 0,00 0,001,50 0,00 0,00 0,001,75 0,00 0,00 0,002,00 0,00 0,00 0,002,25 0,00 0,00 0,002,50 0,00 0,00 0,002,75 0,00 0,00 0,003,00 0,00 0,00 0,003,25 0,00 0,00 0,003,50 0,00 0,00 0,003,75 0,00 0,00 0,004,00 0,00 0,00 0,004,25 0,00 0,00 0,004,50 2,61 0,00 2,614,75 2,87 0,25 3,125,00 3,12 0,50 3,625,25 3,38 0,75 4,135,50 3,63 1,00 4,635,75 3,89 1,25 5,146,00 4,14 1,50 5,646,00 6,16 1,50 7,666,20 6,64 1,70 8,346,40 7,12 1,90 9,026,60 7,60 2,10 9,706,80 8,08 2,30 10,387,00 8,56 2,50 11,067,20 9,04 2,70 11,747,40 9,52 2,90 12,427,60 10,00 3,10 13,107,80 10,48 3,30 13,788,00 10,96 3,50 14,468,20 11,44 3,70 15,148,40 11,92 3,90 15,828,60 12,40 4,10 16,508,80 12,88 4,30 17,189,00 13,36 4,50 17,869,20 13,84 4,70 18,549,40 14,32 4,90 19,229,60 14,80 5,10 19,909,80 15,28 5,30 20,58

10,00 15,76 5,50 21,2610,20 16,24 5,70 21,9410,40 16,72 5,90 22,6210,60 17,20 6,10 23,3010,80 17,68 6,30 23,9811,00 18,16 6,50 24,6611,20 18,64 6,70 25,3411,40 19,12 6,90 26,0211,60 19,60 7,10 26,7011,80 20,08 7,30 27,3812,00 20,56 7,50 28,0612,20 21,04 7,70 28,7412,40 21,52 7,90 29,4212,60 22,00 8,10 30,1012,80 22,48 8,30 30,7813,00 22,96 8,50 31,4613,20 23,44 8,70 32,1413,40 23,92 8,90 32,8213,60 24,40 9,10 33,5013,80 24,88 9,30 34,1814,00 25,36 9,50 34,8614,20 25,84 9,70 35,5414,40 26,32 9,90 36,2214,60 26,80 10,10 36,9014,80 27,28 10,30 37,5815,00 27,76 10,50 38,2615,20 28,24 10,70 38,9415,40 28,72 10,90 39,6215,60 29,20 11,10 40,3015,80 29,68 11,30 40,9816,00 30,16 11,50 41,6616,20 30,64 11,70 42,34

z (m) empuje pasivo σ(z) (t/m2)

Empuje pasivo total sobre la pantalla

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

σ (t/m2)

z (m

)

PÁGINA 42

8,2 3,7

9,3 4,8

13,931,7

T = ΣFi

ΣFi . di = 0

Mmax (tm/m) =

zmin (m) =

zmin (m) =

T (t/m) =

p (m) =

p (m) =

o bien:

o bien:

Sumando las presiones debidas al empuje activo y al pasivo se obtienela resultante de empujes Fi sobre la pantalla, debiendo cumplirse:

T

Fi

O

di

Estas dos condiciones expresan el equilibrio de fuerzas horizontales y demomentos alrededor del puntal O.

La profundidad de empotramiento o hinca mínima es la profundidad a laque se anula el momento ΣFi.di de los empujes con respecto al puntal decoronación de la pantalla.

Para los valores indicados en la tabla, se obtiene por tanto que elequilibrio estricto de la pantalla requiere:

La norma ROM 05.94 recomienda que para alejarse de esta situación deequilibrio estricto, se tome una profundidad de empotramiento de 1,3veces la profundidad anteriormente calculada, con lo que se obtiene:

La compresión T en el puntal de coronación, y el momento máximo Mmax

en la pantalla son:

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activo pasivo total0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 1 0,000,20 0,11 0,00 0,11 0,04 0,01 0,01 0,04 0,00 1 2,780,40 0,50 0,00 0,50 0,10 0,04 0,05 0,14 0,01 1 5,560,60 0,98 0,00 0,98 0,20 0,12 0,17 0,34 0,04 1 8,320,80 1,45 0,00 1,45 0,29 0,23 0,40 0,62 0,10 1 11,031,00 1,85 0,00 1,85 0,23 0,23 0,62 0,85 0,23 1 13,691,00 3,90 0,00 3,90 0,44 0,44 1,06 1,29 0,23 1 13,691,25 4,33 0,00 4,33 1,08 1,35 2,40 2,36 0,55 1 16,851,50 4,66 0,00 4,66 1,16 1,74 4,14 3,52 1,14 1 19,741,75 4,87 0,00 4,87 1,21 2,13 6,27 4,73 2,02 1 22,342,00 5,02 0,00 5,02 1,25 2,50 8,77 5,98 3,20 1 24,642,25 5,08 0,00 5,08 1,27 2,86 11,63 7,26 4,70 1 26,622,50 5,18 0,00 5,18 1,29 3,22 14,85 8,55 6,51 1 28,292,75 5,21 0,00 5,21 1,31 3,59 18,45 9,85 8,65 1 29,633,00 5,32 0,00 5,32 1,33 4,00 22,44 11,19 11,11 1 30,653,25 5,48 0,00 5,48 1,38 4,47 26,91 12,56 13,91 1 31,333,50 5,72 0,00 5,72 1,43 5,00 31,91 13,99 17,05 1 31,673,75 5,93 0,00 5,93 1,49 5,57 37,49 15,48 20,55 1 31,654,00 6,20 0,00 6,20 1,55 6,19 43,68 17,02 24,42 1 31,264,25 6,44 0,00 6,44 1,45 6,15 49,83 18,47 28,67 1 30,494,50 6,70 2,61 4,09 1,14 5,11 54,94 19,61 33,29 1 29,354,75 6,66 3,12 3,54 0,91 4,32 59,26 20,52 38,19 1 27,935,00 7,00 3,62 3,38 0,84 4,22 63,48 21,36 43,32 1 26,285,25 7,34 4,13 3,21 0,80 4,21 67,69 22,16 48,66 1 24,425,50 7,67 4,63 3,04 0,76 4,18 71,88 22,92 54,20 1 22,365,75 8,01 5,14 2,88 0,72 4,14 76,01 23,64 59,93 1 20,116,00 8,35 5,64 2,71 0,20 1,20 77,21 23,84 65,84 1 17,686,00 5,75 7,66 -1,91 -0,09 -0,52 76,69 23,76 65,84 1 17,686,20 6,00 8,34 -2,34 -0,47 -2,90 73,79 23,29 70,59 1 15,716,40 6,26 9,02 -2,76 -0,55 -3,54 70,26 22,74 75,25 1 13,846,60 6,51 9,70 -3,19 -0,64 -4,21 66,05 22,10 79,80 1 12,076,80 6,76 10,38 -3,62 -0,72 -4,92 61,13 21,37 84,22 1 10,447,00 7,02 11,06 -4,04 -0,81 -5,66 55,47 20,57 88,49 1 8,957,20 7,27 11,74 -4,47 -0,89 -6,44 49,03 19,67 92,60 1 7,627,40 7,52 12,42 -4,90 -0,98 -7,25 41,78 18,69 96,54 1 6,477,60 7,78 13,10 -5,32 -1,06 -8,09 33,69 17,63 100,28 1 5,517,80 8,03 13,78 -5,75 -1,15 -8,97 24,71 16,48 103,80 1 4,778,00 8,28 14,46 -6,18 -1,24 -9,88 14,83 15,24 107,10 1 4,268,20 8,54 15,14 -6,60 -1,32 -10,83 4,00 13,92 110,14 4,008,40 8,79 15,82 -7,03 -1,41 -11,81 -7,82 12,51 112,938,60 9,04 16,50 -7,46 -1,49 -12,83 -20,64 11,02 115,438,80 9,29 17,18 -7,89 -1,58 -13,88 -34,52 9,44 117,649,00 9,55 17,86 -8,31 -1,66 -14,96 -49,48 7,78 119,529,20 9,80 18,54 -8,74 -1,75 -16,08 -65,56 6,03 121,089,40 10,05 19,22 -9,17 -1,83 -17,23 -82,79 4,20 122,299,60 10,31 19,90 -9,59 -1,92 -18,42 -101,21 2,28 123,139,80 10,56 20,58 -10,02 -2,00 -19,64 -120,85 0,28 123,58

10,00 10,81 21,26 -10,45 -2,09 -20,89 -141,74 -1,81 123,6410,20 11,07 21,94 -10,87 -2,17 -22,18 -163,92 -3,98 123,2810,40 11,32 22,62 -11,30 -2,26 -23,50 -187,43 -6,24 122,4810,60 11,57 23,30 -11,73 -2,35 -24,86 -212,29 -8,59 121,2310,80 11,83 23,98 -12,15 -2,43 -26,25 -238,54 -11,02 119,5111,00 12,08 24,66 -12,58 -2,52 -27,68 -266,21 -13,54 117,3111,20 12,33 25,34 -13,01 -2,60 -29,14 -295,35 -16,14 114,6011,40 12,59 26,02 -13,43 -2,69 -30,63 -325,98 -18,82 111,3811,60 12,84 26,70 -13,86 -2,77 -32,16 -358,13 -21,60 107,6111,80 13,09 27,38 -14,29 -2,86 -33,72 -391,85 -24,45 103,2912,00 13,35 28,06 -14,71 -2,94 -35,31 -427,16 -27,40 98,4012,20 13,60 28,74 -15,14 -3,03 -36,94 -464,11 -30,43 92,9212,40 13,85 29,42 -15,57 -3,11 -38,61 -502,71 -33,54 86,8412,60 14,11 30,10 -15,99 -3,20 -40,31 -543,02 -36,74 80,1312,80 14,36 30,78 -16,42 -3,28 -42,04 -585,06 -40,02 72,7813,00 14,61 31,46 -16,85 -3,37 -43,80 -628,86 -43,39 64,7813,20 14,87 32,14 -17,27 -3,45 -45,61 -674,47 -46,85 56,1013,40 15,12 32,82 -17,70 -3,54 -47,44 -721,91 -50,39 46,7313,60 15,37 33,50 -18,13 -3,63 -49,31 -771,22 -54,01 36,6513,80 15,62 34,18 -18,56 -3,71 -51,21 -822,43 -57,72 25,8514,00 15,88 34,86 -18,98 -3,80 -53,15 -875,58 -61,52 14,3014,20 16,13 35,54 -19,41 -3,88 -55,12 -930,70 -65,40 2,0014,40 16,38 36,22 -19,84 -3,97 -57,13 -987,83 -69,37 -11,0814,60 16,64 36,90 -20,26 -4,05 -59,17 -1046,99 -73,42 -24,9514,80 16,89 37,58 -20,69 -4,14 -61,24 -1108,23 -77,56 -39,6415,00 17,14 38,26 -21,12 -4,22 -63,35 -1171,58 -81,78 -55,1515,20 17,40 38,94 -21,54 -4,31 -65,49 -1237,07 -86,09 -71,5115,40 17,65 39,62 -21,97 -4,39 -67,67 -1304,74 -90,48 -88,7215,60 17,90 40,30 -22,40 -4,48 -69,88 -1374,62 -94,96 -106,8215,80 18,16 40,98 -22,82 -4,56 -72,12 -1446,74 -99,53 -125,8116,00 18,41 41,66 -23,25 -4,65 -74,40 -1521,14 -104,18 -145,7216,20 18,66 42,34 -23,68

momento

pantalla

M(z)

Σ Fi.di

(tm/m)

Σ Fi

(t/m)z (m)

momento Fi.di

(tm/m)

empuje

Fi (t/m)indicador

empuje (t/m2) momento

total M(z)

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Fsifonamiento = γ' / (Iv . γw)

Iv = ∆u3 / (γw . p)

Comprobamos finalmente el sifonamiento del fondo de la excavaciónsiguiendo el apartado 3.4.5 de la norma ROM 05.94.

El coeficiente de seguridad frente al sifonamiento del fondo de laexcavación es:

, donde γ' es la densidad sumergida del suelo, γw la densidad del agua, eIv es el gradiente de salida, calculado como la pérdida unitaria de cargamedia en la zona próxima a la tablestaca en el fondo de la excavación:

En la figura adjunta se indican, de acuerdo con los cálculos anteriores,llos parámetros definitorios de las pantallas de tablestacas para unaprofundidad de excavación de hasta 4,5 m.

puntal para resistir un axil de 13,9 t/m

tablestaca para resistir un momento de 31,7 tm/m

2,00

3x10 t 3x10 t

nivel freático

0,50

relleno antrópico

variable

4,50

4,80


fangos de marisma


1,0

5,0

2,0

c = 0,1 t/m2, φ = 35º , γ = 1,7 t/m3

c = 1 t/m2, φ = 30º , γ = 1,8 t/m3

c = 1 t/m2, φ = 15º , γ = 1,6 t/m3

carga de medianería

5 t/m2

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Iv ≅ h / (h + 2.p) = 1,5 / 11,1 = 0,14

Fsifonamiento = 0,6 / 0,14 = 4,3

, siendo ∆u3 el exceso de presión intersticial en el pie de las tablestacas,y p la profundidad de empotramiento de las mismas.

h s=4

,50

p =

4,80

h = 1,50

El exceso de presión ∆u3 se puede estimar suponiendo que las líneas decorriente tienen una longitud h + 2p, y que la pérdida de carga por unidadde longitud es constante a lo largo de las mismas.El gradiente de presiones es entonces aproximadamente constante yvale:

El coeficiente de seguridad a sifonamiento es entonces:

, el cual resulta aceptable (ROM 05.94 recomienda que sea superior a1,5).

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N Qp (t)

10 12,620 0

Qf (t) ≅ 0,2 . N . Af (m2)

NSPT en la zona activa inferior

NSPT en la zona pasiva superior

Qh = Qp + Qf - W'

Qp (t) ≅ 40 . N . Ap (m2)

12) DIMENSIONAMIENTO DE LOS PILOTES

En el apartado 9 se ha establecido la necesidad de eliminar los fangosde marisma o pilotar los colectores Variante de Rota y Cañada delVerdugo.

Se dimensionan en este apartado los pilotes necesarios.Dada la escasa profundidad de hinca se usarán pilotes de eucalipto de20 cm de diámetro.

La carga de hundimiento Qh de un pilote se puede escribir:

, siendo Ap el área de la punta del pilote y N el valor medio del NSPT entrela zona activa inferior y la zona pasiva superior.

Para el caso que se estudia tomaremos N = 20, valor que se obtiene enlos ensayos penetrométricos al entrar en el estrato base ostionero.

Se obtiene entonces:

Adoptaremos por tanto una resistencia por la punta en el estrato baseostionero del orden de 13 t.

La resistencia por el fuste se puede estimar, para suelos granulares,mediante la expresión:

, donde Qp es la resistencia por la punta, Qf la resistencia por el fuste, yW' el peso efectivo del pilote.

La resistencia por la punta se puede estimar, para suelos granulares,mediante la expresión:

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N20

Qadm (t) = 4,2 + 0,8 . L (m)

Qh (t) = 12,6 + 2,5 . L (m)

suelo Qf (t/m)estrato base ostionero 2,5

, siendo Af el área del fuste.

Despreciando la resistencia por el fuste en los fangos de marisma seobtiene, en el estrato base ostionero:

Adoptamos una resistencia por el fuste de 2,5 t/m dentro del estrato baseostionero.

Con todo ello la carga de hundimiento de un pilote empotrado unaprofundidad L en el estrato base ostionero es:

En la expresión anterior se ha despreciado el peso sumergido del pilote.

El coeficiente de seguridad frente al hundimiento debe ser igual a 3,0cuando se utilizan cargas de servicio, por lo que la carga admisible es:

Tomando L = 1 m resulta una carga admisible de 5,0 t / pilote.

Teniendo en cuenta el efecto de grupo adoptamos finalmente comocarga admisible por pilote el 70% del valor anterior, es decir 3,5 t / pilote.

Dicha carga es inferior al tope estructural del pilote, el cual puedeestablecerse en unas 10 t, que harían trabajar la madera a 30 kg/cm 2.

Dado que según el apartado 9 la carga de servicio sobre el plano decimiento es de 6,8 t/m2 para el colector Variante de Rota y 5,0 t/m2 parael colector Cañada del Verdugo, los pilotes deberán disponerse a razónde 1,94 ud/m2 en el primer caso y 1,43 ud/m2 en el segundo, formandopor tanto cuadrículas de 0,70 y 0,80 m respectivamente.

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9,10 4,22

subpresión -3,80 -3,80 -3,80

relleno interior

peso total (t/m)

presión media σ (t/m2) 7,60

10,75

28,86 34,60 16,02

marco 12,60 12,60 12,30

relleno exterior 20,06 15,05 7,52

La Florida Variante de Rota Cñda del Verdugoelemento

13) CRUCES DEL FERROCARRIL

Los cruces de la línea de ferrocarril Madrid - Cádiz se van a realizarmediante marcos hincados.

En los perfiles geotécnicos correspondientes se puede observar que losmarcos de los colectores de la Florida y Variante de Rota, dedimensiones interiores 3,00 x 2,50 m, se cimentan en el denominadoglacis de cobertera. Para el colector de La Florida el glacis es deconsistencia media y para el colector Variante de Rota de consistenciablanda.

Por el contrario el marco del colector Cañada del Verdugo, dedimensiones interiores 3,00 x 2,35 m, apoya a un lado de la vía sobreglacis de consistencia blanda y al otro lado sobre fangos de marisma,siendo aquí previsibles dificultades de cimentación.

El peso de los marcos y la presión efectiva media de cimentación secalculan en la tabla siguiente.

0,40 0,403,00

0,40

0,40

2,50 Florida ; V. Rota2,35 C.Verdugo

2,40 Florida1,80 V. Rota0,90 C.Verdugo

2,00

1,15 1,35

Nota: el relleno interior corresponde solo al colector Variante de Rota

σ

1,00

N.F.

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presión media σ' (t/m2) 8,98 7,86 5,65

fangos de marisma 2,76

glacis de cobertera 4,22 2,42

rellenos antrópicos 4,76 5,44 2,89elemento La Florida Variante de Rota Cñda del Verdugo

Por otra parte el peso de las tierras eliminadas para alojar el marco es:

σ'

rellenos antrópicosγ = 1,7 t/m3


1,00

N.F.glacis (γ = 1,8 t/m3) o fangos de marisma

γ = 1,6 t/m3)


En cuanto a las sobrecargas a considerar, corresponden a los trenes decarga tipo A y B previstos en la "Instrucción relativa a las acciones aconsiderar en puentes de ferrocarril" para vía RENFE, que son lassiguientes:

1,50 1,50

30t 30t 30t

tren de cargas tipo A

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12 t/m

tren de cargas tipo B

La mayor sobrecarga sobre el marco es la aplicada por el tren de cargastipo A.

El coeficiente de impacto es I = 1 + 0,0033 . v , donde v es la velocidadde paso del tren expresada en km/h. Adoptando del lado de la seguridadv = 100 km/h, resulta un coeficiente de impacto de 1,33.

La sobrecarga total sobre el marco, mayorada por el coeficiente deimpacto, es por tanto igual a 3 . 30 . 1,33 = 119,7 t.

Repartiendo dicha sobrecarga uniformemente sobre la superficie decimentación del marco (15,0 x 3,8 m2) se obtiene una sobrepresiónmedia de 2,1 t/m2.

Cuando esta sobrecarga es repartida únicamente por el suelo, lassobrepresiones sobre el plano de cimentación son las que se indican enla figura siguiente, donde se ha supuesto un ángulo de reparto de 30º.

Las presiones máximas son 2,8 t/m2, 3,5 t/m2 y 5,5 t/m2 (colector de LaFlorida, Variante de Rota y Cañada del Verdugo respectivamente), todasellas superiores a las que transmite el marco proyectado.

El resumen de las presiones aplicadas en el plano de cimentacióndebidas a las cargas permanentes y sobrecargas en uno y otro caso seindica en la tabla siguiente.

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actual marco actual marco actual marco

9,0 7,6 7,9 9,1 5,7 4,2

2,8 2,1 3,5 2,1 5,5 2,1

11,8 9,7 11,4 11,2 11,2 6,3total

cargas permanentes

sobrecargas

presión de cimentación (t/m2) La Florida Variante de Rota Cñda del Verdugo

40 t 40 t 40 t1,50 1,50

30º

40 / 6,582 = 0,9 t/m2 (Florida)

119,7 / (15,0 . 3,8) = 2,1 t/m2

ley de presiones debidas al tren de cargas tipo A repartidas a través del suelo

ley de presiones debidas al tren de cargas tipo A repartidas a través del marco



0,92 t/m2 Florida1,16 t/m2 V. Rota1,83 t/m2 C.Verdugo



Del análisis de todos los datos anteriores se obtienen las siguientesconclusiones:

- Para el colector de La Florida, las presiones de cimentación una vezconstruído el marco son inferiores a las que actualmente transmite elterreno. Esta condición se cumple tanto para las cargas permanentescomo para las cargas permanentes más las sobrecargas.Dado que además el suelo de cimiento está formado por glacis deconsistencia media no son previsibles problemas de cimentación.

- Para el colector Variante de Rota, las presiones de cimentación debidasa las cargas permanentes una vez construído el marco son superiores alas que actualmente transmite el terreno. Por contra son del mismo ordenlas presiones totales debidas a las cargas permanentes más lassobrecargas.

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Dado que el suelo de cimiento está formado por glacis de consistenciablanda, no se pueden descartar problemas de consolidación de estesuelo por las razones expuestas en el apartado 7 relativas alcomportamiento irregular y a los bajos golpeos de los penetrómetros enel techo del estrato.

Se considera como solución más viable para eliminar los posiblesasientos de consolidación la sustitución del glacis, a cada lado de la vía,por hormigón en masa, al abrigo de un recinto de tablestacas.El marco quedará apoyado en dichos macizos de hormigón y habrá deser calculado para trabajar de esta forma.

De acuerdo con los perfiles geotécnicos del apartado 8 se puede preveruna profundidad de sustitución del glacis del orden de 1,5 m.

Una sección esquemática de esta solución se representa en la figurasiguiente.

- Finalmente, para el colector Cañada del Verdugo, las presiones decimentación una vez construído el marco son inferiores a las queactualmente transmite el terreno, condición que se cumple tanto para lascargas permanentes como para las cargas permanentes más lassobrecargas.

Sección esquemática del colector Variante de Rota cruzando bajo el FFCC, apoyando el marco en dos macizos de hormigón en masa cimentados sobre el estrato base ostionero o el glacis de consistencia media

estrato base ostionero glacis de consistencia media (N30 ≅ 20)

glacis de consistencia blanda (N30 ≅ 10)

relleno de hormigón HM -201,50

FFCC

5,00 5,00

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- Finalmente, para el colector Cañada del Verdugo, las presiones decimentación una vez construído el marco son inferiores a las queactualmente transmite el terreno, condición que se cumple tanto para lascargas permanentes como para las cargas permanentes más lassobrecargas.

Por tanto no son previsibles asientos de consolidación aunque sí puedenpreverse asientos diferenciales debidos a la diferente constitución delsuelo a un lado y otro de la vía.

Como mejor solución para eliminar dichos asientos diferenciales sepropone igualmente la sustitución de los fangos a un lado y del glacis alotro, por hormigón en masa, al abrigo de un recinto de tablestacas.El marco quedará asimismo apoyado en dichos macizos de hormigón yhabrá de ser calculado en consecuencia.

De acuerdo con los perfiles geotécnicos del apartado 8 se puede preveruna profundidad de sustitución del glacis del orden de 1,0 m y de losfangos del orden de 1,5 m.

Una sección esquemática de esta solución se representa en la figurasiguiente.

Sección esquemática del colector Cañada del Verdugo cruzando bajo el FFCC, apoyando el marco en dos macizos de hormigón en masa cimentados sobre el estrato base ostionero o el glacis de consistencia media

estrato base ostionero fangos de marisma


relleno de hormigón HM -20

1,00

FFCC

1,50

5,00 5,00

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En el presente informe se analizan los datos geotécnicos obtenidos enlas tres campañas geotécnicas realizadas para los proyectos del"Colector de la Zona de la Florida", "Colector Variante de Rota" y"Colector Cañada del Verdugo", ubicados en la zona Este de El Puertode Santa María (Cádiz).

El marco geológico se expone en el apartado 2, identificándose en todael área, de techo a muro, las siguientes formaciones geológicas:

- suelos antrópicos consecuencia de actividades y asentamientoshumanos

- fangos de marisma formados por limos y arcillas de alta plasticidad

- dunas correspondientes a un manto arenoso eólico muy degradado

- glacis de cobertera integrado por arenas rojas arcillosas y limosas,correspondiente a un depósito pleistoceno que rellena las irregularidadesdel conglomerado ostionero infrayacente.

- estrato base constituído por arenas, limos y conglomerados con fósiles,con intercalaciones frecuentes de niveles calizos muy conchíferos amanera de costras fuertemente cementadas, denominadaspopularmente "piedra ostionera".

Las calicatas de reconocimiento se recopilan y analizan en el apartado 3,los ensayos penetrométricos dinámicos en el apartado 4 y los ensayosde laboratorio en los apartados 5, 6 y 7.

De acuerdo con todo ello se establecen unos perfiles geotécnicos a lolargo de la traza de los colectores (apartado 8), se estudian lascondiciones de cimentación y los posibles asientos de los colectores(apartado 9), se determinan los taludes de excavación (apartado 10), sedimensionan las entibaciones y pilotes necesarios (apartados 11 y 12) yse estudian los cruces de los colectores bajo la vía del ferrocarril MadridCádiz.

Las conclusiones de todos estos apartados son resumidamente lassiguientes:

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1) Tipo de hormigón

Se deberá usar la clase específica de exposición Qb, excepto en lostramos que se alojan en fangos de marisma, donde se aplicará la claseespecífica Qc. La localización aproximada de los tramos donde debe aplicarse la claseQc puede verse en los perfiles geotécnicos.

2) Cimentación de los colectores

Se debe prever bajo el hormigón de limpieza una capa de zahorraartificial o de suelo seleccionado compactado al 100% P.M. con objetode sustituir en zonas localizadas los rellenos antrópicos más potentes yla superficie más blanda del estrato de glacis.

La localización y potencia aproximada de estas zonas de saneo seindica a efectos orientativos en las figuras siguientes.

Colector de La Florida - zonas de saneo

P1 C1 P5 P2 P3 C3 P4 C4

+5,00

+4,00

+3,00

+2,00

+1,00

0,00

-1,00

-2,00

+6,00

+7,00





fangos de marisma

arena

Nivel freático

FFCCrasante hidráulica


saneos

PÁGINA 56

Se realizarán ensayos de placa de carga en obra sobre el fondo de laexcavación para comprobar la aptitud del cimiento de acuerdo con loscriterios establecidos en el PG3 para los suelos de coronación deterraplenes.

Asimismo es necesario, para evitar asientos de consolidación, pilotar loscolectores Variante de Rota y Cañada del Verdugo cuando se cimentansobre fangos de marisma. La situación aproximada y orientativa de laszonas pilotadas se indica en las figuras.

Los pilotes serán de eucalipto, de 20 cm de diámetro mínimo, de 4,5 mde longitud, y se dispondrán formando una cuadrícula de 0,70 m de ladoen el colector Variante de Rota y 0,80 m en el colector Cañada delVerdugo.

Colector Variante de Rota - zonas de saneo y pilotaje

P1 C1 P4P2P3

C2 P5

+5,00

+4,00

+3,00

+2,00

+1,00

0,00

-1,00

-2,00

+6,00

+7,00


P6 P7



Nivel freático

FFCC

rasante hidráulicarasante de excavación

saneo glacis de cobertera (N30 ≅ 10)

pilotes de eucaliptoL = 4,5 m - φ = 0,20 m - cuadrícula de 0,70 m de lado

fang

os d

e m

aris

ma

PÁGINA 57

Colector Cañada del Verdugo - zonas de saneo y pilotaje

P1C1

P7P2 P3C3P8

+5,00

+4,00

+3,00

+2,00

+1,00

0,00

-1,00

-2,00

+6,00

+7,00


ostioneros


fangos de marisma

+8,00

+9,00

+10,00

C2P4 P5 P6 P9

glacis de cobertera (N30 ≅ 20) Nivel freático

FFCC

rasante hidráulicarasante de excavación

saneoglacis de cobertera (N30 ≅ 10)

pilotes de eucaliptoL = 4,5 m - φ = 0,20 m - cuadrícula de 0,80 m de lado

3) Taludes de excavación

Los taludes de excavación de las zanjas serán:

- en los rellenos antrópicos: 1,5H / 1,0V- en el glacis de cobertera de consistencia blanda: 1,5H / 1,0V- en el glacis de cobertera de consistencia media y en el estrato baseostionero: 1,0H / 1,5V- en los fangos de marisma: 2,0H / 1,0V

PÁGINA 58

Para simplificar la ejecución se propone adoptar:

- en los fangos de marisma: 2,0H / 1,0V- en los demás suelos: 1,5H / 1,0V

4) Tablestacados

Donde no sea posible desarrollar los taludes anteriores debido a la faltade espacio o a la presencia de edificaciones será necesario entibar laexcavación con un tablestacado perdido apuntalado en coronación.

La necesidad de perder las tablestacas se justifica porque al retirarlas sedesaloja un volumen de suelo adherido a las mismas que produce unapared vertical en los fangos, pudiendo formarse círculos dedeslizamiento anchos y profundos que afectarían a las edificacionescolindantes.

Las zonas donde es necesario usar tablestacas perdidas debendeterminarse en función del ancho de plataforma disponible.

Las dimensiones y características resistentes de las tablestacas y delpuntal de coronación se indican en la figura siguiente.

puntal para resistir un axil de 13,9 t/m

tablestaca para resistir un momento de 31,7 tm/m

variable

< 4,50

> 4,80


PÁGINA 59

5) Cruces del ferrocarril

En el colector Variante de Rota se pueden producir asientos deconsolidación del marco de cruce bajo el ferrocarril Madrid - Cádiz.Asimismo en el colector Cañada del Verdugo se pueden producirasientos diferenciales debidos a los diferentes suelos de cimientoexistentes a un lado y otro de la vía.

Para estos dos colectores se propone cimentar el marco a cada lado dela vía en sendos macizos de hormigón en masa ejecutados al abrigo deun recinto de tablestacas.

El marco quedará por tanto apoyado en dichos macizos de hormigón yhabrá de ser calculado para trabajar de esta forma.

Las secciones esquemáticas de ambos casos se representan en lasfiguras adjuntas.

Sección esquemática del colector Variante de Rota cruzando bajo el FFCC, apoyando el marco en dos macizos de hormigón en masa cimentados sobre el estrato base ostionero o el glacis de consistencia media

estrato base ostionero glacis de consistencia media (N30 ≅ 20)


relleno de hormigón HM -201,50

FFCC

5,00 5,00

PÁGINA 60

Sección esquemática del colector Cañada del Verdugo cruzando bajo el FFCC, apoyando el marco en dos macizos de hormigón en masa cimentados sobre el estrato base ostionero o el glacis de consistencia media

estrato base ostionero fangos de marisma


relleno de hormigón HM -20

1,00

FFCC

1,50

5,00 5,00

PÁGINA 61

PROYECTO DE CONSTRUCCIÓN DE COLECTOR DE DESAGÜE DE LA ZONA DE LA

FLORIDA. FASE I. (EL PUERTO DE SANTA MARÍA)




ANEJO Nº 8: CÁLCULOS HIDRÁULICOS. Página 1

APENDICE 1: CÁLCULOS HIDRÁULICOS. FASES I Y II. DEMOLICIÓN DEL CANAL EXISTENTE.




CÁLCULOS HIDRÁULICOS

ÍNDICE

1) ANTECEDENTES Y BASES DE CÁLCULO

2) DIMENSIONAMIENTO PREVIO

3) CÁLCULO DEL COLECTOR

4) NUEVO DIMENSIONAMIENTO Y CÁLCULO DEL COLECTOR

5) CÁLCULO DE LA LÍNEA PIEZOMÉTRICA

6) CONCLUSIONES

7) APÉNDICE A

7.1) TABLAS DE RESULTADOS DEL HEC RAS PARA EL COLECTOR

CON LAS DIMENSIONES PREVIAS

7.2) TABLAS DE RESULTADOS DEL HEC RAS PARA EL COLECTOR

CON LAS DIMENSIONES FINALES

APÉNDICE B

BOMBEO




1) ANTECEDENTES Y BASES DE CÁLCULO

Se redactan los presentes cálculos para dimensionar y comprobar el

funcionamiento hidráulico del colector de desagüe de la zona de la Florida (El Puerto de

Santa María), cuya planta y perfil longitudinal se representan en las figuras adjuntas.

Las dimensiones de la sección transversal del colector que se indican en dichas

figuras corresponden al dimensionamiento previo realizado en el siguiente apartado.




apartado.

φ1000CUENCA C2

0,95 m3/s

φ1500;CUENCA C3;3,93 m3/s

φ1500CUENCA

C10,52 m3/s

φ1500EUROESTUDIOS

16,75 m3/s

marco 4,00x2,50marco 3,00x2,50marco 3,00x2,00marco 2,25x2,00

PK1096.3

PK*0.0

PK1021.0PK*75.3

PK931.8PK*164.5

PK870.1PK*226.2

PK824.7PK*271.6

PK647.5PK*448.8

PK0.0

PK*1096.3

PK1021.0

PK*75.3

numeración de los perfiles de proyecto

numeración de los perfiles del modelo HEC-RAS

PLANTA GENERAL DEL COLECTOR - DIMENSIONES PREVIAS




PERFIL LONGITUDINAL DEL COLECTOR - DIMENSIONES PREVIAS

marco 3 ,0 0 x2,00 ; L =

337,6 m ; marco 2,25x2,00 ; L = 309,9 m ; pendiente 0,0080 PK 0.0PK*1096.3116,75 m3/s

PK* 786.4

marco 3,00x2,00 ; L = 174,7 m ;

pendiente marco 3 ,0 0 x2,00 ; L = 337,6 m ; pendiente 0,0050

PK* 448.8

marco 3 ,0 0 x2,50 ; L = 164,5 m ; pendiente 0,0010

marco 3,00x2,50 ; L = 109,6 m ; pendiente 0,0030


PK 1021.0PK*75.3

CUENCA C10,52 m3/s

PK 870.1PK*226.2

CUENCA C20,95 m3/s

PK 824.7CUENCA C3

3,93 m3/s

PK*0.0PK*164.5PK*271.6




El cálculo hidrológico de las cuencas vertientes a la cabecera del colector ha sido

realizado en el "estudio del drenaje de la zona de La Florida - El Puerto de Santa María

(Cádiz)", redactado por Euroestudios en abril de 2002.

De este estudio extraemos, a modo de resumen, el siguiente plano de cuencas, y

la siguiente atribución de caudales.

Colector proyectado16.75 m3/sT = 25 años




Se obtiene por tanto que el caudal en la cabecera del colector, asociado a un

periodo de retorno de 25 años, es de 16,75 m3/s.

El colector que se proyecta recibe además tres ingerencias cuyas cuencas se han

estudiado en el anejo correspondiente, y cuyos caudales, también asociados a un periodo

de retorno de 25 años, se indican en las figuras anteriores (dichos caudales se han

determinado tomando las precipitaciones calculadas por euroestudios).

2) DIMENSIONAMIENTO PREVIO

El caudal transportado en régimen uniforme por un marco de ancho b y calado h,

con una pendiente j, y un coeficiente de rugosidad de Manning n es:




Q = j1/2 . RH2/3 . S / n

RH = S / (B + 2 . H) ; S = B . H

B

H

Para los distintos tramos se obtiene:

TRAMO 1 TRAMO 2 TRAMO 3 TRAMO 4 TRAMO 5 B (m) j B (m) j B (m) j B (m) j B (m) j H (m) 2,25 0,008 2,25 0,005 3,00 0,005 3,00 0,003 4,00 0,001

0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,20 0,88 0,70 0,95 0,74 0,58 0,40 2,55 2,01 2,81 2,18 1,74 0,60 4,61 3,65 5,17 4,00 3,24 0,80 6,93 5,48 7,86 6,09 4,98 1,00 9,41 7,44 10,78 8,35 6,90 1,20 12,01 9,49 13,88 10,75 8,95 1,40 14,69 11,61 17,11 13,25 11,11 1,60 17,44 13,79 20,44 15,83 13,36 1,80 20,25 16,01 23,86 18,48 15,69 1,99 22,95 18,15 27,17 21,05 17,95 2,00 18,81 14,87 21,56 21,18 18,07 2,20 23,92 20,50 2,40 26,70 22,98 2,49 27,97 24,11 2,50 22,73 18,96




TRAMO 1 TRAMO 2 TRAMO 3 TRAMO 4 TRAMO 5 B (m) j B (m) j B (m) j B (m) j B (m) j 2,25 0,008 2,25 0,005 3 0,005 3 0,003 3 0,001

H (m) 1,55 1,87 1,61 2,03 3,22 caudal (m3/s) 16,75 16,75 20,68 21,63 22,15

velocidad (m/s) 4,80 3,99 4,27 3,55 2,29 nº de Froude 1,23 0,93 1,07 0,79 0,41

De los cálculos anteriores se deduce que el régimen uniforme en los distintos

tramos se produce con calados que dejan un pequeño resguardo a la clave, y asimismo,

que el régimen puede variar de rápido a lento, por lo que pasamos a calcular la lámina de

forma más precisa, mediante el programa HEC RAS.

Capacidad del colector en régimen uniforme

0,00

5,00

10,00

15,00

20,00

25,00

30,00

0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00

Calado H (m )

Cau

dal (

m3 /s

)

TRAMO 1 TRAMO 2 TRAMO 3 TRAMO 4 TRAMO 5

16,75 m3/s

20,68 m3/s21,63 m3/s 22,15 m3/s




3) CÁLCULO DEL COLECTOR

En este apartado se realiza un cálculo del colector mediante el programa HEC-

RAS (versión 3.0.1), suponiendo que se trata de un canal abierto, y que la marea se

encuentra a diferentes cotas.

El modelo de cálculo está formado por 228 secciones separadas unos 5 m entre

sí, presentándose los resultados en el perfil longitudinal y en las tablas adjuntas.

Las principales conclusiones del cálculo son las siguientes:

- En el tramo inicial (marco de 2,25 x 2,00 con pendiente del 8 por mil), el caudal

circula en régimen rápido, mientras que en el tramo siguiente (marco de 2,25 x

2,00 con pendiente del 5 por mil) lo hace en régimen lento. Como consecuencia,

se produce un resalto hidráulico para pasar del régimen rápido al régimen lento.

Este resalto agota el resguardo del tramo de aguas abajo y lo pone en carga.

- En el inicio del siguiente tramo (marco de 3,00 x 2,00), el régimen vuelve a ser en

0 2 00 400 6 00 800 1 000 12000

2

4

6

8

10Colect or v ia vieja

Dis tancia (m)

Cota

(m)

Legend

WS PF 1

WS PF 2

WS PF 3

WS PF 4

Ground

LOB

ROB

rasante

clave

lámina 1

lámina 2

lámina 3

lámina 4

marco 4,0x2,5

marco 3,0x2,5

marco 3,0x2,0

marco 2,25x2,0

+2,50+3,00

+3,50

+3,80 (pleamar)

resalto

régimen rápidorégimen lento



régimen lento

régimen lento

régimen lento

régimen rápido

régimen rápido

régimen rápido

resaltos




lámina libre y rápido.

- En el tramo final (marcos de 4,00 x 2,50 y 3,00 x 2,50), el colector entra en carga

para niveles de la marea superiores a +3,50. Para la pleamar (+3,80), se ahoga la

sección unos 280 m aguas arriba de la desembocadura.

Para niveles de la marea inferiores a +3,50, el colector funciona en lámina libre,

pero en régimen lento. Como en el tramo de 3,00 x 2,00 el régimen es rápido,

vuelve a formarse un resalto a una distancia comprendida entre 280 y 370 m de la

desembocadura, según el nivel de la marea.

- La puesta en carga del tramo final en pleamar es inevitable, así como la formación

de resaltos a la entrada del tramo en bajamar.

Por el contrario, la puesta en carga del tramo inicial con pendiente del 5 por mil se

puede evitar con una sección mayor que proporcione un régimen rápido, con lo

que se evitará un funcionamiento irregular del colector.

4) NUEVO DIMENSIONAMIENTO Y CÁLCULO DEL COLECTOR

En este apartado se realiza un nuevo dimensionamiento del colector para evitar la

puesta en carga del tramo inicial con el 5 por mil de pendiente. Con tal propósito, se

asignará a este tramo una sección de 3,00 x 2,00 m (ancho por altura).

Asimismo, se reducirá la sección del tramo final de 4,00 x 2,50 m a 3,00 x 2,50 m,

admitiendo, como ya se ha expuesto, que dicho tramo final trabajará necesariamente en

carga, y que la reducción de sección se traducirá únicamente en que aumentará la

longitud de colector, medida desde la desembocadura, que funcionará en carga.

Con ello, las nuevas dimensiones quedan como se indica en las figuras

siguientes.




De la misma forma que en el apartado anterior, se realiza a continuación un

cálculo del colector mediante el programa HEC-RAS (versión 3.0.1), suponiendo que se

trata de un canal abierto, y que la marea se encuentra a diferentes cotas, estando

formado el modelo de cálculo por 226 secciones separadas unos 5 m entre sí.

Los resultados se presentan en el perfil longitudinal y en las tablas adjuntas.

0 2 00 400 6 00 800 1 000 12000

2

4

6

8

10Colect or v ia vieja final

Dis tancia (m)

Cota

(m)

Legend

WS PF 1

WS PF 2

WS PF 3

WS PF 4

Ground

LOB

ROB

rasante

clave

lámina 1

lámina 2

lámina 3

lámina 4

marco 3,0x2,5

marco 3,0x2,0

marco 2,25x2,0

+2,50+3,00

+3,50

+3,80 (pleamar)




resaltos




φ1000CUENCA

C20,95 m3/s

φ1500;CUENCA C3 ; 3,93 m3/s

φ1500CUENCA

C10,52 m3/s

φ1500EUROESTUDIOS

16,75 m3/s

marco 3,00x2,50marco 3,00x2,00marco 2,25x2,00

PK1096.3

PK*0.0

PK1021.0PK*75.3

PK931.8PK*164.5

PK870.1PK*226.2

PK824.7PK*271.6

PK0.0

PK*1096.3

PK1021.0

PK*75.3



PK309.9

PK*786.4

PLANTA GENERAL DEL COLECTOR - NUEVAS DIMENSIONES







PK 1021.0PK*75.3

CUENCA C10,52 m3/s

PK 870.1PK*226.2

CUENCA C20,95 m3/s

PK 824.7CUENCA C3

3,93 m3/s

PK*0.0PK*164.5PK*271.6


marco 3 ,0 0 x2,00 ; L =

514,8 m ; pendiente 0,0050

marco 2,25x2,00 ; L = 309,9 m ; pendiente 0,0080 PK 0.0PK*1096.3116,75 m3/s

PK* 786.4

PERFIL LONGITUDINAL DEL COLECTOR - NUEVAS DIMENSIONES




Con las nuevas dimensiones, el tramo inicial del colector funciona en lámina libre

y régimen rápido, con resguardos a la clave del orden de 0,40 m. a continuación, se

forma un pequeño resalto ahogado para pasar de régimen rápido a lento, entrando a

continuación en carga el cajón.

5) CÁLCULO DE LA LÍNEA PIEZOMÉTRICA

Para calcular la línea piezométrica o ley de presiones del colector en el tramo

final, tomaremos el caso más desfavorable en que el desagüe se produce en pleamar

(cota + 3,80).

La línea de energía y la línea piezométrica se representan en la figura siguiente:

Las pérdidas de energía en el tramo en carga son:

∆H1 = pérdidas en la desembocadura ≈ v2/2g = (22,15 / 7,50)2 / 2g = 0,45 m

∆H2 = pérdidas contínuas ≈ Si ( n2 . vi2 / RiH

4/3 . Li )

∆H3 = pérdidas a la entrada ≈0,5 . v2/2g = 0,5 . (16,75 / 6,00)2 / 2g = 0,20 m

, donde:

+3,80 (pleamar)

+1,04

marco 3,0x2,5

marco 3,0x2,0

marco 2,25x2,0

L

línea de energía

línea piezométrica

en carga en lámina libre

∆H1 ≅v2/2g

∆H2

∆H3 ≅ 0,5v2/2gA

z




n = coeficiente de rugosidad de Manning ≈ 0,014 vi = velocidad en el tramo i

RiH = radio hidráulico en el tramo i = Si / Pi Si = sección hidráulica en el tramo i Pi = perímetro mojado en el tramo i

Li = longitud del tramo i

, siendo por tanto:

∆H2 = 0,0142 . [ 2,952 / 0,6824/3 . 75,3 + 2,882 / 0,6824/3 . 150,9 +

+ 2,762 / 0,6824/3 . 45,4 + 2,792 / 0,6004/3 . (L - 271,6) ] = = 0,736 + 0,0030 . L - 0,819 = 0,0030 . L - 0,083

, con lo cual:

∆H(m) = pérdidas de energía en el tramo en carga = ∆H1 + ∆H2 + ∆H3 = = 0,0030 . L(m) + 0,567

La presión pA en el punto A de la figura se obtiene restando de la energía el

término cinético v2/2g y el término geométrico z+2 :

Por otra parte, la cota z de la solera es:

z = 2,04 + 0,0050 . (L - 276,6) = 0,0050 . L + 0,657

Igualando la presión pA a cero se obtiene:

pA = -0,0020 . L + 1,313 = 0 ; L = 656,50 m

En pleamar entrarán por tanto en carga 656 m aguas arriba de la desembocadura.

En la tabla y gráfico siguientes se calculan y representan las líneas de energía y

piezométrica a lo largo del tramo en carga.




Cota (m) de

la Distancia a la desembocadura

(m) solera clave Ancho

(m) Caudal (m3/s)

Cota de energía (m)

Cota piezométrica

(m) presión (mca) Cota del

terreno (m)

-25,00 3,800 -1,00 3,800 0,00 1,04 3,54 3,00 22,15 4,245 3,800 0,260 5,03

25,00 1,07 3,57 3,00 22,15 4,316 3,871 0,306 5,55 50,00 1,09 3,59 3,00 22,15 4,387 3,942 0,352 5,25 75,00 1,12 3,62 3,00 22,15 4,459 4,014 0,399 5,00 75,30 1,12 3,62 3,00 22,15 4,460 4,015 0,399 5,00 75,30 1,12 3,62 3,00 21,63 4,460 4,015 0,399 5,00

100,00 1,14 3,64 3,00 21,63 4,527 4,102 0,462 5,00 125,00 1,17 3,67 3,00 21,63 4,595 4,170 0,505 5,00 150,00 1,19 3,69 3,00 21,63 4,662 4,238 0,548 5,00 164,50 1,20 3,70 3,00 21,63 4,702 4,277 0,573 5,00 175,00 1,24 3,74 3,00 21,63 4,730 4,306 0,570 5,00 200,00 1,31 3,81 3,00 21,63 4,798 4,374 0,563 5,00 225,00 1,39 3,89 3,00 21,63 4,866 4,442 0,556 5,00 226,20 1,39 3,89 3,00 21,63 4,869 4,445 0,555 5,00 226,20 1,39 3,89 3,00 20,68 4,869 4,445 0,555 5,00 250,00 1,46 3,96 3,00 20,68 4,929 4,541 0,580 5,00 271,60 1,53 4,03 3,00 20,68 4,982 4,594 0,568 5,50 271,60 1,53 4,03 3,00 16,75 4,982 4,594 0,568 5,50 276,60 2,04 4,04 3,00 16,75 4,997 4,600 0,560 5,53 300,00 2,16 4,16 3,00 16,75 5,068 4,670 0,513 5,64 325,00 2,28 4,28 3,00 16,75 5,143 4,746 0,464 5,77 350,00 2,41 4,41 3,00 16,75 5,219 4,821 0,414 5,89 375,00 2,53 4,53 3,00 16,75 5,294 4,897 0,365 6,02 400,00 2,66 4,66 3,00 16,75 5,370 4,972 0,315 6,14 425,00 2,78 4,78 3,00 16,75 5,445 5,048 0,266 6,27 450,00 2,91 4,91 3,00 16,75 5,521 5,123 0,216 6,39 475,00 3,03 5,03 3,00 16,75 5,596 5,199 0,167 6,52 500,00 3,16 5,16 3,00 16,75 5,672 5,274 0,117 6,64 525,00 3,28 5,28 3,00 16,75 5,747 5,349 0,067 6,77 550,00 3,41 5,41 3,00 16,75 5,823 5,425 0,018 6,89 575,00 3,53 5,53 3,00 16,75 5,898 5,500 -0,032 7,02 600,00 3,66 5,66 3,00 16,75 5,973 5,576 -0,081 7,14 625,00 3,78 5,78 3,00 16,75 6,049 5,651 -0,131 7,27 650,00 3,91 5,91 3,00 16,75 6,124 5,727 -0,180 7,39 656,50 3,94 5,94 3,00 16,75 6,144 5,746 -0,193 7,42 657,50 3,94 5,94 3,00 16,75 6,346 5,948 0,004 7,43




Línea de energía y piezométrica en el tramo en carga

0

1

2

3

4

5

6

7

8

-100 0 100 200 300 400 500 600 700

Distancia a la desembocadura (m)

Cot

a (m

)

solera clave Cota de energía (m) Cota piezométrica (m) Cota del terreno (m)

Presiones en la clave del marco

-0,300

-0,200

-0,100

0,000

0,100

0,200

0,300

0,400

0,500

0,600

0,700

0 100 200 300 400 500 600 700

Distancia a la desembocadura (m)

Pres

ión

(mca

)

presión (mca)




La línea piezométrica queda situada por debajo de la del terreno, lo que significa

que no habrá desbordamientos, y asimismo la línea de energía se sitúa por debajo de la

del terreno (suponiendo que se rellena el tramo final, aguas abajo de la línea del

ferrocarril, a la cota +5,00), pudiendo absorber el colector las escorrentías

correspondientes.

En cuanto a las ingerencias de los colectores que drenan las cuencas C1, C2 y

C3, señalamos la cota de la línea de energía en estos puntos:

- colector C1 (pk*75,3): +4,46

- colector C2 (pk*226,2): +4,87

- colector C3 (PK*271,6): +4,98

6) CONCLUSIONES

De todo lo anteriormente expuesto se deducen las siguientes conclusiones:

- Con las dimensiones asignadas al colector en el apartado 4 anterior, se considera

correcto su funcionamiento.

En la situación más desfavorable (pleamar), entran en carga unos 660 m aguas

arriba de la desembocadura, quedando la línea de energía siempre por debajo del

terreno (entre la línea del ferrocarril y la desembocadura, el terreno deberá

nivelarse a la cota +5,00).

El resto del colector funciona en lámina libre y régimen rápido, formándose un

resalto ahogado antes de entrar en carga.

- En el tramo final, el colector deberá resistir una presión interior que viene dada por

el gráfico correspondiente del apartado 5. Esta presión se puede definir por

tramos según sigue:

entre PK*0,0 y 100,0 (marco de 3,00 x 2,50): 0,5 t/m2








El PK*0,0 corresponde a la desembocadura, y las presiones anteriores deben

sumarse a la presión hidrostática correspondiente al cajón lleno de agua.




7) APÉNDICE A

7.1) TABLAS DE RESULTADOS DEL HEC RAS PARA EL COLECTOR CON LAS

DIMENSIONES INICIALES




8) APÉNDICE B: CÁLCULO DEL BOMBEO PROVISIONAL.

A continuación se dispondrán las curvas de las bombas para la realización del

bombeo, tanto la curva característica, como la curva de pérdidas de carga de dichas

bombas facilitadas por el fabricante.




Características de la Tubería del Bombeo DN-400




Descripción de la tubería del Pozo.




A continuación se incluyen los cálculos del bombeo y sus características técnicas:

CALCULO POZO DE BOMBEO

REFERENCIA: PSM V1 =(Q1*0,9)/ZN. de bombas 2 V2 =(Q2*0,9)/Z*0,392

V3 =(Q3*0,9)/Z*0,264Tipo de bomba AFP 2006 V4 =(Q4*0,9)/Z*0,216

V5 =(Q5*0,9)/Z*0,188Nº de arranques hora 15 V6 =(Q6*0,9)/Z*0,167

V7 =(Q7*0,9)/Z+0,152Caudal unitario en l/seg. CALCULO DEL VOLUMEN UTIL MINIMO1ª Bomba 129 Vutil t= V1+V2+V3+V4+V5+V6+V72ª Bomba 0 V1= 7,74 m33ª Bomba 0 V2= 0 m34ª Bomba 0 V3= 0 m35ªBomba 0 V4= 0 m36ªBomba 0 V5= 0 m37ªBomba 0 V6= 0 m3

V7= 0 m3Vutil = 7,74 m3

LONGITUD : 3237 mm. A = 1836,9 mm. Distancia eje bomba pared entradaANCHO : 2213 mm. B = 561 mm. Distancia entre carcasa/carcasaALTURA : 1,49 m. C = 287 mm. Distancia carcasa/pared lateral

D = 246 mm. Diam. salida camara tranquilizadoraAREA : 7,16 m2 E = 1184 mm. Longitud camara tranquilizadora

NIVELES DE ARRANQUE Y PARADAS

BOMBAS 1ª 2ª 3ª 4ª 5ª 6ª 7ªARRANQUES m. 1,49 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00PARADAS m. 0,41ALARMA m. 1,49




Por último , aparece un croquis esquemático del bombeo.

N. MAXD

B ANCHURA E ALTURA

N. MIN

C PARADA

ALONGITUD




APENDICE 2: CÁLCULOS HIDRÁULICOS DEFINITIVO FASE I. CONDUCCION PARALELA AL CANAL EXISTENTE




1) ANTECEDENTES Y OBJETO DEL CÁLCULO 2) SECCIONES Y PENDIENTE DEL CANAL EXISTENTE

3) CAPACIDAD DEL CANAL EN RÉGIMEN UNIFORME

4) CAPACIDAD DE LA CONDUCCIÓN PROYECTADA

5) COMPROBACIÓN HIDRÁULICA DE LAS DOS CONDUCCIONES





1) ANTECEDENTES Y OBJETO DEL CÁLCULO

El colector de desague de la zona de la Florida ha sido dimensionado

íntegramente en un proyecto anterior a este.

En el correspondiente anejo de cálculos hidráulicos de dicho proyecto se

encuentra el detalle de los cálculos realizados y las diferentes secciones tipo asignadas a

los tramos del colector, las cuales se indican en la siguiente figura.

El tramo inicial del colector, situado aguas arriba de la CN-IV (PK 0 a PK 310),

está dimensionado con un marco de 2,25 x 2,00 m (dimensiones interiores), el cual

sustituía a un antiguo canal existente cuya capacidad era insuficiente.

Posteriormente el Ayuntamiento ha ejecutado la cubrición de este antiguo canal,

de forma que su demolición y sustitución por el marco de 2,25 x 2,00 m resulta ahora más

onerosa, habiendo decidido APEMSA aprovechar el canal existente y construir una nueva

conducción en paralelo de forma que la suma de ambos conductos tenga la capacidad

requerida de 16,75 m3/s.

El objeto del presente anejo de cálculo es por tanto dimensionar la nueva

conducción mencionada.




φ1000CUENCA

C20,95 m3/s

φ1500;CUENCA C3 ; 3,93 m3/s

φ1500CUENCA

C10,52 m3/s

φ1500EUROESTUDIOS

16,75 m3/s

marco 3,00x2,50marco 3,00x2,00marco 2,25x2,00

PK1096.3

PK*0.0

PK1021.0PK*75.3

PK931.8PK*164.5

PK870.1PK*226.2

PK824.7PK*271.6

PK0.0

PK*1096.3

PK1021.0

PK*75.3



PK309.9

PK*786.4




2) SECCIONES Y PENDIENTE DEL CANAL EXISTENTE

En la siguiente figura se representan las secciones transversales de los 280 m de

canal existente, tomadas topográficamente cada 10 m y superpuestas unas sobre otras.

Se aprecian algunas irregularidades, pudiendo establecerse no obstante una

sección tipo trapecial, de 2,0 m de base inferior, 1,1 m de altura, y taludes 1H/1,22V en la

margen derecha y 1H/1,10V en la margen izquierda.

En cuanto a la pendiente longitudinal es aproximadamente constante e igual a

0,72%, tal como se aprecia en el perfil longitudinal adjunto.

2

1

0

1

Secciones transversales del canal tomadas

topográficamente cada 10 m y superpuestas

Perfil Longitudinal del canal

0




3) CAPACIDAD DEL CANAL EN RÉGIMEN UNIFORME

La capacidad del canal en régimen uniforme y permanente se calcula en la tabla

siguiente.

El coeficiente de rugosidad de Manning se ha tomado igual a 0,014 teniendo en

cuenta que los paramentos del canal son de hormigón y se encuentran en buen estado.

CAUDALES TRANSPORTADOS POR EL CANAL EXISTENTE EN LÁMINA

LIBRE

pendiente 0,0072

ancho de la base inferior (m) 2,00

altura (m) 1,10

coeficiente de rugosidad n 0,014

Calado z (m)Sección S (m2)Perímetro mojado P (m)velocidad v (m/s)

Caudal Q (m3/s)Nº de Froude F

0,00 0,0000 2,000 0,00 0,00 0,28

0,10 0,2087 2,264 1,24 0,26 1,25

0,20 0,4346 2,529 1,87 0,81 1,34

0,30 0,6778 2,793 2,36 1,60 1,38

0,40 0,9383 3,058 2,76 2,59 1,39

0,50 1,2161 3,322 3,10 3,77 1,40

0,60 1,5112 3,587 3,41 5,15 1,40

0,70 1,8236 3,851 3,68 6,71 1,41

0,80 2,1532 4,116 3,94 8,47 1,41

0,90 2,5002 4,380 4,17 10,43 1,40

1,00 2,8644 4,644 4,39 12,58 1,40

1,10 3,2459 4,909 4,60 14,93 1,40

El régimen es rápido y la capacidad del canal, tomando un resguardo de 0,20 m,

es de 10,4 m3/s.




4) CAPACIDAD DE LA CONDUCCIÓN PROYECTADA

El caudal de entrada al tramo inicial, de acuerdo con los datos anteriormente

expuestos, es de 16,8 m3/s.

La capacidad de la conducción suplementaria que se proyecta debe ser por tanto

16,8 - 10,4 = 6,4 m3/s.

Para transportar en régimen uniforme un caudal de 6,4 m3/s con un conducto de

sección circular de la misma pendiente que el canal es necesario un diámetro de 1,8 m

(el diámetro inferior de 1,5 m es demasiado estricto).

CAUDALES TRANSPORTADOS POR UN COLECTOR DE SECCIÓN CIRCULAR EN

LÁMINA LIBRE

pendiente 0,0072

diámetro (m) 1,80

coeficiente de rugosidad n 0,014

Calado z (m)α (rad) Sección S (m2)Perímetro mojado P (m)velocidad v (m/s)

Caudal Q (m3/s)Nº de Froude F

0,00 1,566 0,0000 0,008 0,00 0,00 0,22

0,18 0,927 0,1324 1,158 1,43 0,19 1,08

0,36 0,643 0,3623 1,669 2,19 0,79 1,17

0,54 0,412 0,6421 2,087 2,76 1,77 1,20

0,72 0,201 0,9505 2,465 3,21 3,05 1,21

0,90 -1E-05 1,2724 2,827 3,56 4,53 1,20

1,08 -0,201 1,5942 3,190 3,82 6,08 1,17

1,26 -0,412 1,9026 3,568 3,99 7,58 1,13

1,44 -0,644 2,1824 3,986 4,06 8,85 1,08

1,62 -0,927 2,4123 4,497 4,00 9,65 1,00

1,80 -1,571 2,5447 5,655 3,56 9,06 0,85




5) COMPROBACIÓN HIDRÁULICA DE LAS DOS CONDUCCIONES

La capacidad del conjunto de las dos conducciones (canal existente y nueva

tubería f 1800 mm) se comprueba mediante el programa HEC RAS (versión 3.1.2) en el

modelo que se define a continuación.

Las condiciones de contorno aguas abajo del tramo en estudio se obtienen del

anejo de cálculos hidráulicos del anterior proyecto.

Las láminas de avenida allí obtenidas se representan en la figura siguiente, donde

puede observarse que en el marco de 3,00 x 2,00 m situado aguas abajo del marco de

2,25 x 2,00 m que ahora se pretende modificar el régimen es uniforme y no está influído

por la carrera de mareas.

Se introducirá por tanto en el modelo, aguas abajo del tramo inicial formado por el

canal y la nueva conducción f 1,8 m, un tramo de 200 m de longitud del marco de 3,0 x

2,0 m donde se establecerá como condición de contorno el calado del régimen uniforme.

0 2 00 400 6 00 800 1 000 12000

2

4

6

8

10Colect or v ia v ieja final

Dis tancia (m)

Cota

(m)

Legend

WS PF 1

WS PF 2

WS PF 3

WS PF 4

Ground

LOB

ROB

rasante

clave

lámina 1

lámina 2

lámina 3

lámina 4

marco 3,0x2,5

marco 3,0x2,0

marco 2,25x2,0

+2,50+3,00

+3,50

+3,80 (pleamar)




resaltos




La planta, perfil longitudinal y secciones transversales del modelo se representan

en las figuras adjuntas. La planta es esquemática y solo se corresponde con la planta real

de las obras en las longitudes de los diferentes tramos.

PR

OYE

CTO

DE

CON

STRU

CCIÓ

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nte

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010

020

030

040

050

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Elevation (m)

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64

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Elevation (m)

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De acuerdo con todo lo anteriormente expuesto se debe complementar el canal

existente, capaz de transportar 10,4 m3/s, con una conducción f 1,8 m (diámetro interior),

capaz de transportar 6,4 m3/s, para desaguar el caudal total de 16,8 m3/s.

Las cotas de rasante de esta nueva conducción se indican en el croquis

denominado "Perfil longitudinal del modelo" que figura en el apartado 5 anterior.



ANEJO Nº 9: EFECTOS SÍSMICOS. Página 1




1) GENERAL

Desde el punto de vista sísmico, la zona donde se ubica la obra tiene asignados,

según la Norma de Construcción Sismorresistente NCSE-00, una aceleración básica ab /

g = 0,07 y un coeficiente de contribución de la falla Azores – Gibraltar K = 1,4 .

El periodo de vida de las obras que se proyectan, que pueden considerase de

importancia normal, se estima en 50 años, siendo el coeficiente de riesgo ρ = 1,0 , y la

aceleración sísmica de cálculo:

ac = ρ . ab = 0,07 g

El espectro elástico de respuesta para movimientos horizontales, que corresponde

a un oscilador lineal simple con un amortiguamiento de referencia del 5% del

amortiguamiento crítico, viene entonces definido por las ordenadas espectrales que se

calculan a continuación:

C = coeficiente de suelo = 1,8 (suelo cohesivo medio a blando con velocidad de

propagación de las ondas elásticas transversales menor de 400 m/s)

α(T0) = ordenada espectral de referencia = (3 C - 3,8) (K - 1,25) + 2,30 = 2,54

T0 = límite superior del tramo de periodos bajos = 0,125 C + 0,2 K -0,175 = 0,33

T1 = límite inferior del tramo de periodos altos = 0,215 K (5 C - 1) / α(T0) = 0,95

tramo de periodos bajos:

T < T0 ; α(T) = 1 + (α(T0) . ν / q – 1) . T / T0 = 1 + 1,54 . T / T0

tramo de periodos intermedios:




T0 <= T <= T1 ; α(T) = α(T0) . ν / q = 2,54

tramo de periodos altos:

T > T1 ; α(T) = α(T0) . ν / q . (T1 / T)2/3 = 2,455 / T2/3

En estas expresiones, n es el coeficiente de amortiguamiento, igual a 1 para un

índice de amortiguamiento del 5% como el supuesto, y q es el coeficiente de

comportamiento o ductilidad de la estructura, que se tomará igual a 1 al considerar las

estructuras que se proyectan carentes de ductilidad.

De acuerdo con la norma sismorresistente NCSE-94, las fuerzas sísmicas

horizontales que actúan sobre una masa M se pueden sustituir por fuerzas estáticas

equivalentes de valor:

FH = η . M . α(T) . ac

En esta expresión, α(T) es la ordenada espectral de cálculo correspondiente al

periodo T del modo de vibración considerado.

Finalmente el factor de distribución h depende del modo de vibración considerado

y de la situación de la masa dentro de la estructura, pudiendo estimarse que es del orden

de la unidad para masas sujetas a vibraciones con un único grado de libertad.

Por tanto, donde se pueda aceptar la existencia de un único grado de libertad, la

fuerza estática equivalente a la acción sísmica es:

En el tramos de periodos intermedios: FH = 0,178 . M . g En el tramos de periodos altos: FH = 0,172 / T2/3 . M . g

Para los movimientos verticales, procede considerar, de acuerdo con el apartado

2.4 de la Norma, un espectro de respuesta igual al 70% del espectro para movimientos

horizontales anteriormente calculado, es decir:




En el tramos de periodos intermedios: FH = 0,125 . M . g En el tramos de periodos altos: FH = 0,120 / T2/3 . M . g

2) ACCIONES SÍSMICAS SOBRE LAS ESTRUCTURAS PROYECTADAS

Las estructuras que se proyectan consisten básicamente en arquetas y pozos,

todas ellas formadas por elementos resistentes sujetos a empujes del terreno.

Para estimar las variaciones de los empujes del terreno durante la acción sísmica,

seguimos el procedimiento indicado en el apartado 3.10.4.2 de la norma ROM 05.94.

Para ello se calcula el ángulo θ , tomando el caso 3 (suelos no drenantes por

debajo del nivel freático), del lado de la seguridad:

θ = atan(ah / (g - av)) . γsat / γsum

ah = aceleración horizontal = 0,07 av = aceleración vertical = 0,049 γsat = densidad saturada = 2

θ (º) = 8,42

El coeficiente de empuje activo en condiciones dinámicas se calcula como:

Kad = cos(α + θ) / (cosθ . cosα) . Ka*

, donde el coeficiente Ka* se obtiene como el coeficiente de

empuje activo en condiciones estáticas, tomando como ángulos

característicos a+q y b+q en lugar de a y b.

Con ello se obtiene, para α y β iguales a cero, y para un

ángulo de rozamiento interno φ de 30º, valores asociados a los suelos y estructuras del

proyecto:

αβ




α∗ (º) = 8,42 β∗ (º) = 8,42

φ (º) = 30 Ka* = 0,436 Kad = 0,436

, mientras el coeficiente de empuje activo en condiciones estáticas es:

α (º) = 0 β (º) = 0 φ (º) = 30

Ka = 0,333

Se obtiene por tanto, como resultado de la acción sísmica, una mayoración del

empuje activo del 31%.

Aceptaremos la misma mayoración del empuje al reposo.

En cuanto a la cohesión, se acepta asimismo que no se vé afectada por la acción

sísmica.

La densidad del suelo debe multiplicarse asimismo por el factor 1 + 0,7.0,07 =

1,05.




3) CONSIDERACIÓN DE LA ACCIÓN SÍSMICA SOBRE LAS ARQUETAS

Para las arquetas y pozos del proyecto, la mayoración que es necesario efectuar

en los empujes del terreno durante la acción sísmica es claramente inferior a la que se

efectúa al afectar los empujes del terreno por el coeficiente de mayoración 1,6 de las

acciones variables.

En efecto, para la combinación de acciones accidental debida al sismo, el empuje

al reposo debe multiplicarse por el coeficiente1,31 . 1,05 = 1,38 , inferior al coeficiente de

mayoración 1,6 anteriormente mencionado, y ello sin contar el efecto de la cohesión, que

es el mismo en ambos casos.

Por tanto las combinaciones de acciones permanentes y variables consideradas

en el cálculo de estos elementos son más desfavorables que las combinaciones

accidentales debidas al sismo, por lo que no será necesario considerar estas últimas.



ANEJO Nº 10: CÁLCULOS MECÁNICOS DE LAS CONDUCCIONES. Página 1

PROYECTO DE CONSTRUCCIÓN DE COLECTOR DE DESAGÜE DE LA ZONA DE LA

FLORIDA. FASE I (EL PUERTO DE SANTA MARÍA)

ANEJO Nº 10: CALCULO MECANICO DE LAS CONDUCCIONES




Las tubería a instalar en el proyecto que nos ocupa es de 1800 mm de diámetro.

Para el cálculo de cada una de ellas se han utilizado programas de ordenador

desarrollados por las asociaciones de fabricantes de tubería de Hormigón Armado

(ATHA)

Se presenta una breve descripción de la metodología empleada por el programa. En

definitiva se basa en el cálculo de las solicitaciones en la conducción debidas a las

cargas a las que está sometida, fundamentalmente las cargas de tráfico y las cargas

de tierra. Una vez calculadas, se elige la conducción que es capaz de resistir dichas

solicitaciones con los coeficientes de seguridad establecidos.

Los métodos de cálculo está basados en la Norma ATV- A-127 en la cual se tiene en

cuenta, no solo la interacción tubo/relleno que planteaban las leyes de Marston, sino

que recoge la variación que los factores de carga tienen con el diámetro del tubo y la

relación espesor a diámetro.

El relleno de la conducción se realizará con material granular, y se apoyará sobre

cama de hormigón armado hasta 120º , con lo cual conseguimos mejorar las

condiciones de apoyo y relleno de las conducciones, mejorando los factores de apoyo

y en consecuencia las cargas transmitidas a la conducción.

Se presenta a continuación el programa de cálculo utilizado, así como los resultados

obtenidos.

Por exigencias de Apemsa, la clase minima a instalar en el Puerto de Santra María

será C 90

Carga producida por terreno (qr):

Datos de la Obra:

hr

b

c

a

De

Di

Es

Sección tipo:

Clase mínima exigible: Clase 60

De=Di=

Esquema de la instalación:

Cálculo Mecánico de tubos de hormigón armado

Hormigón

Relleno Compactado 95% P.N.

Es=hr=

2.15 m.1.8 m.

a=0.537 m.b=3.4 m.c=0.15 m.(Suelo)

175 mm.1.5 m.

Cálculos:

Carga producida por el tráfico: Eje simple de 70 kN (7 t.)Carga puntual de 0t. situada a 0 m.Carga uniformemente distribuida en superficie de 0 t/m².

CARGA DE CÁLCULO = =Fap · DiQtotal · 1.5

Qtotal=

Fap= 2.8

UNE 127.010

78.468 kN/m

0 kN/m0 kN/m

8.2 kN/mqr= 70.268 kN/m

19 kN/m3γ=0.192λµ=

23.354 kN/m2

qr = Ct·γr·hr·De ; Para hr≤h0, Ct= -1e2λµ

hrDe

2λµhr

De(h0 según norma)

ho= 2.515 m.

Cliente:

Instalación en Zanja;Relleno: Mat.Gran.sin Cohesión (Zahorras)

c=0.3 m.(Roca)(c según terreno)

Versión 1.5

(Válido para hr <=3.7 m.)

(Este croquis no representa proporciones reales)

PROYECTO DE CONSTRUCCIÓN DE

COLECTOR DE DESAGÜE DE LA ZONA DE

LA FLORIDA.

(EL PUERTO DE SANTA MARÍA)


PROYECTO DE CONSTRUCCIÓN DEL COLECTOR DE DESAGÜE DE LA ZONA

DE LA FLORIDA. EL PUERTO DE SANTA MARÍA

CÁLCULO DE LAS ARQUETAS

ÍNDICE

1) TIPOS DE ARQUETAS Y MÉTODO DE CÁLCULO

2) DATOS GENERALES DE CÁLCULO

3) CÁLCULO DE LAS ARQUETAS SIMPLES

3.1) ARQUETA A2

3.2) ARQUETA A3

3.3) ARQUETA A4

3.4) ARQUETA A5

3.5) ARQUETA A6

3.6) ARQUETA A7

3.7) ARQUETA A8

3.8) ARQUETA A9

4) CÁLCULO DE LA ARQUETA A2-A3-A4-A5-A6

5) CÁLCULO DE LA ARQUETA A7-A8-A9

6) CÁLCULO DE LA ARQUETA A1

APÉNDICE 1) MEMORIA DE CÁLCULO DE LAS ARQUETAS

PROYECTO DE CONSTRUCCIÓN DEL COLECTOR DE DESAGÜE DE LA ZONA

DE LA FLORIDA. FASE I. EL PUERTO DE SANTA MARÍA

CÁLCULO DE LAS ARQUETAS

1) TIPOS DE ARQUETAS Y MÉTODO DE CÁLCULO

Las arquetas del presente proyecto se dividen en los dos grupos siguientes:

a) Arquetas simples, de planta rectangular, o sensiblemente rectangular: en este grupo

se incluyen, las arquetas A2 a A9.

b) Arquetas de planta poligonal: en este grupo se incluye las arquetas A1

Las arquetas del grupo a) se calcularan de acuerdo con el método general que

se expone en el apéndice 1, mientras que las arquetas del grupo b) se calcularan caso

por caso, figurando su cálculo en el apartado correspondiente.

Finalmente, se comprobará la influencia de los huecos sobre los distintos

paños de las arquetas, cuando estos puedan alterar de forma significativa y

desfavorable las leyes de esfuerzos deducidas por los procedimientos anteriores.

2) DATOS GENERALES DE CÁLCULO

Se usará el tipo de hormigón HA-30-P-25-IIa + Qb, con un recubrimiento

nominal de las armaduras de 50 mm, y un ancho de fisura de 0,1 mm en las caras

interiores, expuestas a aguas fecales, y de 0,3 mm en las exteriores.

El acero será del tipo B500S.

Se ha previsto en todas las arquetas una carga de tráfico formada por el tren de

cargas de 60 t de la instrucción IAP, y una sobrecarga de uso de 400 kg/m2, actuando

tanto sobre la tapa como alrededor de la arqueta.

El detalle del cálculo de estas cargas, así como de los empujes del terreno puede

verse en los apartados correspondientes.

3) CÁLCULO DE LAS ARQUETAS SIMPLES

El cálculo de esfuerzos y armaduras de estas arquetas se efectua en arquetas

de planta rectangular equivalentes. A tal efecto, las dimensiones de cálculo de cada

arqueta, y los grupos de cálculo se indican en las tablas siguientes.

DIMENSIONES INTERIORES (m) ARQUETA

LARGO ANCHO ALTURA A2 3,71 2,08 2,74 A3 3,71 2,08 2,14 A4 3,71 2,44 1,95 A5 3,71 2,60 1,94 A6 3,71 2,46 2,01 A7 3,71 2,00 3,59 A8 3,16 2,21 3,22 A9 3,16 2,69 3,26

4) CÁLCULO DE LAS ARQUETAS. A2-A3-A4-A5

A continuación se incluyen los listados de datos y resultados del cálculo de

estas arquetas. Las bases del cálculo y explicaciones de las tablas de datos y

resultados se encuentran, como ya se ha indicado, en el apéndice1.

TÍTULO:

COLECTOR DE DESAGUE DE LA ZONA DE LA FLORIDA. FASE

I

DATOS GEOMÉTRICOS

recubrimiento de tierras R (m) 0,00 longitud interior lado mayor L1 (m) 4,00

espesor de la tapa (m) 0,30 longitud interior lado menor L2 (m) 2,00

espesor de la solera (m) 0,30 espesor muros lado mayor e1 (m) 0,30

altura interior H (m) 2,13 espesor muros lado menor e2 (m) 0,30

et

es

H

R

SECCIÓN AAPLANTA

L1e2 e2

e1

e1

L2

A

A

1

2

3

4

5

6

MATERIALES Y COEFICIENTES DE SEGURIDAD

Hormigón HA-30-P-25-IIa+Qb resistencia característica fck (N/mm2) 30 Acero B500S

caras exteriores 0,2 resistencia característica fYk (N/mm2) 500 ancho máximo

de fisura w k (mm) caras interiores 0,1 recubrimiento nominal (mm) 50 tamaño máximo del árido (mm) 25

mayoración de las acciones permanentes γG 1,50

mayoración de las acciones variables γQ 1,60

minoración de la re sistencia del hormigón γC 1,50

Coeficientes

de seguridad

minoración de la resistencia del acero γS 1,15

ACCIONES

Relleno

densidad saturada del relleno (t/m3)2,20 Cargas alrededor de la arqueta

ángulo de rozamiento del relleno 35 tren de cargas de 60 t SI

distancia mínima r entre las cargas puntuales

y el paramento exterior de los muros (m) 0,00

Cargas sobre la tapa sobrecarga de tráfico pt (t/m2) 0,40

tren de cargas de 60 t SI carga de operación o almacenamiento pa (t/m2) 0,50 sobrecarga de tráfico pt (t/m

2) 0,40 carga de operación o almacenamiento pa (t/m2) 0,50

TABLAS DE RESULTADOS -

Ley de presiones sobre los muros debidas al tren de cargas de 60 t

distancia mínima r al paramento

exterior de los muros (m) 0,00

profundidad p (m) 2,73

Presiones σh en la vertical del punto A

POSICIÓN 1 POSICIÓN 2

θ 1,5698 0,5877 0,3217 1,5701 0,6433

x/p 0,0004 0,5498 1,0993 0,0004 0,733

POSICIÓN MÁS DESFAVORABLE

2

y (m) y/p σh (t/m2) (cargas aisladas) to

tal σ

h (t/

m2 )

(cargas aisladas) tota

l σh (t/

m2 )

σh (t/m2)

0,15 0,05 0,01 0,10 0,01 0,12 0,27 0,05 0,33 0,33

0,39 0,14 0,06 0,56 0,06 0,68 1,38 0,33 1,71 1,71

0,64 0,23 0,10 1,10 0,14 1,33 2,17 0,72 2,89 2,89

0,88 0,32 0,10 1,42 0,23 1,75 2,23 1,08 3,31 3,31

1,12 0,41 0,09 1,48 0,33 1,89 1,87 1,32 3,19 3,19

1,37 0,50 0,07 1,36 0,41 1,83 1,43 1,41 2,84 2,84

1,61 0,59 0,05 1,16 0,47 1,67 1,05 1,38 2,43 2,43

1,85 0,68 0,04 0,95 0,50 1,49 0,76 1,28 2,04 2,04

2,09 0,77 0,03 0,76 0,51 1,30 0,55 1,13 1,69 1,69

2,34 0,86 0,02 0,60 0,51 1,13 0,41 0,98 1,39 1,39

2,58 0,95 0,01 0,48 0,49 0,98 0,30 0,84 1,14 1,14

Datos para el cálculo del empuje de los rellenos

densidad saturada del relleno (t/m3) 2,20

densidad sumergida del relleno (t/m3) 1,2

ángulo de rozamiento del relleno 35

coeficiente de empuje al reposo k0 0,43

carga de almacenamiento pa (t/m2) 0,50

sobrecarga de tráfico pt (t/m2) 0,40

Presiones totales sobre los muros

Empujes (t/m2) debidos a

y (m) pe

so d

el

relle

no

carg

a de

alm

acen

ami

ento

carg

a de

tráfic

o

Com

bina

ción

1

Com

bina

ción

2

ley

de c

álcu

lo

0,15 0,23 0,21 0,50 0,68 1,14 7,40

0,39 0,59 0,21 1,88 1,23 3,90 7,45

0,64 0,96 0,21 3,06 1,78 6,35 7,51

0,88 1,33 0,21 3,48 2,33 7,56 7,56

1,12 1,70 0,21 3,36 2,89 7,92 7,62

1,37 2,06 0,21 3,01 3,44 7,91 7,67

1,61 2,43 0,21 2,60 3,99 7,81 7,73

1,85 2,80 0,21 2,21 4,54 7,73 7,78

2,09 3,17 0,21 1,86 5,09 7,72 7,84

2,34 3,53 0,21 1,56 5,64 7,79 7,89

2,58 3,90 0,21 1,31 6,19 7,95 7,95

Presiones totales de

cálculo sobre los

muros

p1+ (t/m2) 7,40

p2+ (t/m2) 7,95

Presiones sobre los muros

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Presión ( t /m2

)

Combinación 1 Combinación 2ley de cálculo

et

es

H

Rp1+

p2+

h

p2-

p1-

p1- (t/m2) -0,24

p2- (t/m2) -4,13 Carga uniforme equivalente a la carga de tráfico, y carga de cálculo sobre la tapa

POSICIÓN Mx (tm/m) My (tm/m)

1 1,29 2,54

2 0,84 1,00 Posición más desfavorable del tren de cargas

Carga vertical

total (t) 3 1,29 2,54

Para momentos M x 7 20,00 4 -0,21 1,81

Para momentos M y 9 30,00 5 -0,02 1,58

6 -0,21 1,81

carga uniforme equivalente al tren de cargas de 60 t 6,82 7 1,54 2,43

8 -0,04 2,25

CARGA DE CÁLCULO SOBRE LA TAPA 9 1,43 2,87

combinación 1: [γC.cargas permanentes + γQ. carga de almacenamiento] 1,93 10 0,35 0,55

combinación 2: [γC.cargas permanentes + γQ. carga de tráfico] 12,67 11 0,13 0,77

carga de cálculo sobre la tapa 12,67 12 0,31 0,74

Carga de cálculo sobre la solera

Peso de los muros (t) 21,09

Peso de la tapa (t) ≅ 8,97 CARGA DE CÁLCULO SOBRE LA SOLERA

Combinación

1

Combinación

2

Peso del relleno sobre la tapa PR (t) ≅ 0,00 Sobrecargas sobre la tapa γQ . (SC1 + SC2) (t) 9,57 55,65

Peso de la solera (t) ≅ 8,97 Peso total γG . PAV (arqueta vacía) (t) 58,54 58,54

Peso total PAV (arqueta vacía) (t) ≅ 39,03 Subpresión bajo solera SP (t) 32,65 32,65

Peso total PAL (arqueta llena) (t) ≅ 56,07 Carga efectiva sobre la solera (t/m2) -7,30 -11,15

Subpresión bajo solera SP (t) ≅ 32,65 Carga de cálculo sobre la solera -11,15

Comprobación de la flotabilidad de la arqueta

COMPROBACIÓN DE FLOTABILIDAD

Peso total de la arqueta vacía PAV (t) 39,03

Empuje del relleno por m. de perímetro ER (sin mayorar) (t/m) 5,01

Reacción máxima del relleno Rmax contra la flotación de la arqueta (t) 14,91

Subpresión SP bajo la solera (t) 32,65

Coeficiente de seguridad contra la flotación (PAV+Rmax) / SP 1,65 cumple

Presión de cimentación para las cargas de servicio

COMPROBACIÓN DE PRESIÓN ADMISIBLE (cargas de servicio) Combinación 1 Combinación 2

Sobrecargas sobre la tapa SC1 + SC2 (t) 5,98 34,78

Peso total de la arqueta llena PAL (t) 56,07 56,07

Presión efectiva sobre el suelo σ' (t/m2) 5,19 7,60

ENVOLVENTES DE MOMENTOS FLECTORES DE CÁLCULO

1 2 3 4

4,3 4,3 4,3 4,3

4,3 0,8 4,3 2,5 0,7 2,5 4,3 0,8 4,3 2,5 0,7 2,5 4,3

1,3 2,7 1,3 0,8 2,5 0,8 1,3 2,7 1,3 0,8 2,5 0,8 1,3

1,3 1,3 1,3 1,3

4,7

3,1

0,7

0,7

6,5

2,6

0,6

0,6

4,7

3,1

0,7

0,7

6,5

2,6

0,6

0,6

1 2 3 4

1,4

4,7 0,7

2,3 1,4

4,7 0,7

2,3

3,2

1,1 2,6

0,9 3,2

1,1 2,6

0,9

4,1

1,1

5,7

0,9

4,1

1,1

5,7

0,9

4,1

4,1

0,0

1,1

Solera Solera

5,7 5,7

5,7 0,0 5,7 0,0

6,3

0,0 3,5 0,0

0,9 0,9

4,1

0,0

4,1

1,1

4,7

4,7

0,0

0,7

Tapa Tapa

6,5 6,5

6,5 0,0 6,5

0,0 3,9 0,0

0,0

7,2

0,6 0,6

4,7

0,0

4,7

0,7

esfuerzos para el cálculo de la armadura de la cara exterior

esfuerzos para el cálculo de la armadura de la cara interior

ENVOLVENTES DE ESFUERZOS CORTANTES DE CÁLCULO

1 2 3 4

12,6 12,6 8,9 8,9 12,6 12,6 8,9 8,9

4,0 4,0 3,1 3,1 4,0 4,0 3,1 3,1

9,2

1,7 9,2

1,7 9,2

1,7 9,2

1,7

1 2 3 4

9,4

3,6 9,5

3,6 9,4

3,6 9,5

3,6

12,8

Solera Solera

17,4 17,4

12,8

14,5

Tapa Tapa

19,7 19,7

14,5

esfuerzos de cálculo asociados a la armadura de la cara exterior

esfuerzos de cálculo asociados a la armadura de la cara interior

ARMADURAS -

kg/cm2 N/mm2 fcd (kg/cm2) 204 γc 1,5

Hormigón: HA-30-P-25-IIa+Qb fck (kg/cm2) 306 30 fyd (kg/cm2) 4437 γs 1,15

Acero: B500S fyk (kg/cm2) 5102 500 f y90ºd (kg/cm2) 4082

recubrimiento (mm) 50 Ec (kg/cm2) 332431 caras exteriores 0,2

n = Es/Ec 6,32 ancho máximo

de fisura w k (mm) caras interiores 0,1

MUROS HORIZONTALES

ARMADURA EXTERIOR INTERIOR

CARA MURO1 MURO2 MURO1 MURO2

PUNTO esquina centro esquina centro esquina centro esquina centro

momento de cálculo Md (tm/m) 4,32 0,77 4,32 0,72 1,26 2,67 1,26 2,47

momento de servicio Ms (tm/m) 2,88 0,51 2,88 0,48 0,84 1,78 0,84 1,64

canto h (m) 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30

canto útil d (m) 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25 0,24 0,25 0,24

Uc (t/m) 500,00 500,00 500,00 500,00 500,00 497,96 500,00 497,96

armadura necesaria Asnec (cm2/m) 4,0 0,7 4,0 0,7 1,2 2,5 1,2 2,3

armadura mínima. Asmin (cm2/m) 4,6 1,0 4,6 1,0 1,6 3,2 1,6 3,0

cuantía geométrica mín. Asgmin (cm2/m) 4,8 4,8 4,8 4,8 4,8 4,8 4,8 4,8

armadura mínima a disponer (cm2/m) 4,8 4,8 4,8 4,8 4,8 4,8 4,8 4,8

φ (mm) 10 10 10 10 10 12 10 12 armadura base

s (m) 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15

φ (mm) 0 0 0 0 0 0 0 0 refuerzos

s (m) 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15

arm

adur

a di

spue

sta

Asr (cm2/m) 5,2 5,2 5,2 5,2 5,2 7,5 5,2 7,5

ancho de fisura w k (mm) 0,18 0,03 0,18 0,03 0,05 0,07 0,05 0,07

comprobación cumple cumple cumple cumple cumple cumple cumple cumple

Ab (m2) 0,3033 0,3033 0,3033 0,3033 0,3033 0,3048 0,3033 0,3048

ygb (m) 0,149 0,149 0,149 0,149 0,149 0,148 0,149 0,148

Ib (cm4) 228272 228272 228272 228272 228272 229689 228272 229689

Mf (tm/m) 4,53 4,53 4,53 4,53 4,53 4,57 4,53 4,57

σsr (kg/cm2) 4410 4410 4410 4410 4410 3104 4410 3104

σs (kg/cm2) 2807 499 2807 467 819 1209 819 1117

s (m) 0,150 0,150 0,150 0,150 0,150 0,150 0,150 0,150

φmax (mm) 10 10 10 10 10 12 10 12

sm (m) 0,202 0,202 0,202 0,202 0,202 0,190 0,202 0,190

εsm 0,00053 0,000100,000530,000090,00016 0,000230,000160,00021

MUROS HORIZONTALES




cortante de cálculo Vd (t/m) 12,56 8,90 3,96 3,08

Vu1 (t/m) = 0,30 f cd bd 150,00 150,00 150,00 150,00

comprobación a compresión oblícua cumple cumple cumple cumple

Asr (cm2/m) 5,2 5,2 5,2 5,2

ρL = As / bd 0,0021 0,0021 0,0021 0,0021

ζ = 1+raiz(200/d) 1,90 1,90 1,90 1,90

fcv (N/mm2)= 0,12ζ (100 ρL fck)1/3 0,42 0,42 0,42 0,42

fcv (t/m2) 43,30 43,30 43,30 43,30

Vu2 (t/m) = fcv bd 10,61 10,61 10,61 10,61

Vd < Vu2 ; no requiere armaduras no no no

Vd > Vu2 ; requiere armaduras si

fcv* (t/m2)= 0,10ζ (100 ρL fck)1/3 36,08

Vcu (t/m) = f cv* bd 8,84

Vsu (t/m) = V d - Vcu 3,72

As 90º (cm2/m2) = Vsu / (0,9d f y90d) 10,00 10,00 10,00 10,00

diámetro de los estribos (mm) 8 8 8 8

nº de redondos por m2 19,9 19,9 19,9 19,9

separación s1 (m) 0,51 0,51 0,51 0,51 necesarias

separación s2 (m) 0,20 0,20 0,20 0,20

separación s1 (m) 0,51 0,51 dispuestas

separación s2 (m) 0,20 0,20

VERTICAL

ARMADURA MURO1 MURO2

CARA EXTERIOR INTERIOR EXTERIOR INTERIOR

PUNTO inferior centro superior inferior centro superior inferior centro superior inferior centro superior

momento de cálculo Md (tm/m) 4,12 1,38 4,68 1,08 4,68 0,72 5,73 0,74 6,52 0,90 2,35 0,56

momento de servicio Ms (tm/m) 2,75 0,92 3,12 0,72 3,12 0,48 3,82 0,49 4,34 0,60 1,56 0,38

canto h (m) 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30

canto útil d (m) 0,24 0,24 0,23 0,23 0,23 0,23 0,23 0,24 0,23 0,23 0,23 0,23

Uc (t/m) 479,59 479,59 477,55 475,51 471,43 475,51 477,55 479,59 475,51 475,51 473,47 475,51

armadura necesaria Asnec (cm2/m) 4,0 1,3 4,6 1,0 4,7 0,7 5,7 0,7 6,5 0,9 2,3 0,5

armadura mínima. Asmin (cm2/m) 4,6 1,8 5,0 1,5 5,0 1,0 1,0 1,2 3,0 0,8

VERTICAL




cuantía geométrica mín. Asgmin (cm2/m) 4,8 4,8 4,8 4,8 4,8 4,8 4,8 4,8 4,8 4,8 4,8 4,8

armadura mínima a disponer (cm2/m) 4,8 4,8 5,0 4,8 5,0 4,8 5,7 4,8 6,5 4,8 4,8 4,8

φ (mm) 10 10 12 10 14 10 12 10 14 10 12 10 armadura base

s (m) 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15

φ (mm) 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 refuerzos

s (m) 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15

arm

adur

a di

spue

sta

Asr (cm2/m) 5,2 5,2 7,5 5,2 10,3 5,2 7,5 5,2 10,3 5,2 7,5 5,2

ancho de fisura w k (mm) 0,18 0,06 0,14 0,05 0,10 0,03 0,17 0,03 0,14 0,04 0,07 0,03

comprobación cumple cumple cumple cumple cumple cumple cumple cumple cumple cumple cumple cumple

Ab (m2) 0,3033 0,3033 0,3048 0,3033 0,3065 0,3033 0,3048 0,3033 0,3065 0,3033 0,3048 0,3033

ygb (m) 0,149 0,149 0,148 0,149 0,148 0,149 0,148 0,149 0,148 0,149 0,148 0,149

Ib (cm4) 228272 228272 229689 228272 231346 228272 229689 228272 231346 228272 229689 228272

Mf (tm/m) 4,53 4,53 4,57 4,53 4,62 4,53 4,57 4,53 4,62 4,53 4,57 4,53

σsr (kg/cm2) 4598 4598 3237 4637 2435 4637 3237 4598 2414 4637 3265 4637

σs (kg/cm2) 2790 935 2211 736 1647 490 2709 499 2271 615 1118 385

s (m) 0,150 0,150 0,150 0,150 0,150 0,150 0,150 0,150 0,150 0,150 0,150 0,150

φmax (mm) 10 10 12 10 14 10 12 10 14 10 12 10

sm (m) 0,202 0,202 0,190 0,202 0,181 0,202 0,190 0,202 0,181 0,202 0,190 0,202

εsm 0,00053 0,000180,00042 0,000140,00031 0,00009 0,000520,00010 0,000470,00012 0,00021 0,00007

cortante de cálculo Vd (t/m) 9,44 9,18 3,60 1,74 9,49 9,21 3,62 1,68

Vu1 (t/m) = 0,30 f cd bd 143,88 143,27 142,65 142,65 143,27 142,65 142,65 142,65

comprobación a compresión oblícua cumple cumple cumple cumple cumple cumple cumple cumple

Asr (cm2/m) 5,2 7,5 5,2 5,2 7,5 10,3 5,2 5,2

ρL = As / bd 0,0022 0,0032 0,0022 0,0022 0,0032 0,0044 0,0022 0,0022

ζ = 1+raiz(200/d) 1,92 1,92 1,93 1,93 1,92 1,93 1,93 1,93

fcv (N/mm2)= 0,12ζ (100 ρL fck)1/3 0,43 0,49 0,44 0,44 0,49 0,55 0,44 0,44

fcv (t/m2) 44,35 50,20 44,56 44,56 50,20 55,77 44,56 44,56

Vu2 (t/m) = fcv bd 10,42 11,75 10,38 10,38 11,75 12,99 10,38 10,38

Vd < Vu2 ; no requiere armaduras no no no no no no no no

Vd > Vu2 ; requiere armaduras

fcv* (t/m2)= 0,10ζ (100 ρL fck)1/3

Vcu (t/m) = f cv* bd

Vsu (t/m) = V d - Vcu

As 90º (cm2/m2) = Vsu / (0,9d f y90d) 10,00 10,00 10,00 10,00 10,00 10,00 10,00 10,00

diámetro de los estribos (mm) 8 8 8 8 8 8 8 8

nº de redondos por m2 19,9 19,9 19,9 19,9 19,9 19,9 19,9 19,9

separación s1 (m) 0,53 0,54 0,54 0,54 0,54 0,54 0,54 0,54 necesarias

separación s2 (m) 0,19 0,19 0,19 0,19 0,19 0,19 0,19 0,19

VERTICAL




separación s1 (m) 0,54 0,54 0,54 0,54 dispuestas

separación s2 (m) 0,19 0,19 0,19 0,19

SOLERA

ARMADURA PARALELAS A MURO 1 PARALELAS A MURO 2





canto h (m) 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30

canto útil d (m) 0,23 0,24 0,23 0,23 0,25 0,25 0,25 0,24

Uc (t/m) 477,55 479,59 467,35 463,27 500,00 500,00 500,00 493,88


armadura mínima. Asmin (cm2/m) 0,0 1,3 4,1 4,4 0,0 1,4




s (m) 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15

φ (mm) 0 0 0 0 0 0 0 0 refuerzos

s (m) 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15

arm

adur

a di

spue

sta

Asr (cm2/m) 7,5 5,2 5,2 10,3 5,2 5,2 5,2 13,4



Ab (m2) 0,3048 0,3033 0,3033 0,3065 0,3033 0,3033 0,3033 0,3085

ygb (m) 0,148 0,149 0,149 0,148 0,149 0,149 0,149 0,147

Ib (cm4) 229689 228272 228272 231346 228272 228272 228272 233235

Mf (tm/m) 4,57 4,53 4,53 4,62 4,53 4,53 4,53 4,68

σsr (kg/cm2) 3237 4598 4718 2478 4410 4410 4410 1802

σs (kg/cm2) 2709 1 626 1235 2676 1 700 1623

s (m) 0,150 0,150 0,150 0,150 0,150 0,150 0,150 0,150

φmax (mm) 12 10 10 14 10 10 10 16

sm (m) 0,190 0,202 0,202 0,181 0,202 0,202 0,202 0,175

εsm 0,000520,000000,000120,000240,000510,000000,000130,00031

cortante de cálculo Vd (t/m) 17,37 12,77

Vu1 (t/m) = 0,30 f cd bd 143,27 150,00

comprobación a compresión oblícua cumple cumple

Asr (cm2/m) 7,5 5,2

ρL = As / bd 0,0032 0,0021

SOLERA




ζ = 1+raiz(200/d) 1,92 1,90

fcv (N/mm2)= 0,12ζ (100 ρL fck)1/3 0,49 0,42

fcv (t/m2) 50,20 43,30

Vu2 (t/m) = fcv bd 11,75 10,61

Vd < Vu2 ; no requiere armaduras

Vd > Vu2 ; requiere armaduras si si

fcv* (t/m2)= 0,10ζ (100 ρL fck)1/3 41,83 36,08

Vcu (t/m) = f cv* bd 9,79 8,84

Vsu (t/m) = V d - Vcu 7,58 3,93

As 90º (cm2/m2) = Vsu / (0,9d f y90d) 10,00 10,00

diámetro de los estribos (mm) 8 8

nº de redondos por m2 19,9 19,9

separación s1 (m) 0,54 0,51 necesarias




TAPA






canto h (m) 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30

canto útil d (m) 0,23 0,23 0,23 0,22 0,24 0,25 0,25 0,24

Uc (t/m) 471,43 477,55 459,18 455,10 497,96 502,04 500,00 489,80






s (m) 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15

φ (mm) 0 0 0 0 0 0 0 0 refuerzos

s (m) 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15

arm

adur

a di

spue

sta

Asr (cm2/m) 10,3 3,4 5,2 10,3 7,5 3,4 5,2 20,9



Ab (m2) 0,3065 0,3021 0,3033 0,3065 0,3048 0,3021 0,3033 0,3132

ygb (m) 0,148 0,149 0,149 0,148 0,148 0,149 0,149 0,146

Ib (cm4) 231346 227102 228272 231346 229689 227102 228272 237672

Mf (tm/m) 4,62 4,49 4,53 4,62 4,57 4,49 4,53 4,81

σsr (kg/cm2) 2435 7159 4802 2523 3104 6810 4410 1197

σs (kg/cm2) 2291 1 399 1429 2120 1 466 1190

s (m) 0,150 0,120 0,150 0,150 0,150 0,120 0,150 0,150

φmax (mm) 14 8 10 14 12 8 10 20

sm (m) 0,181 0,214 0,202 0,181 0,190 0,214 0,202 0,166

εsm 0,000470,000000,000080,000270,000400,000000,000090,00028


Vu1 (t/m) = 0,30 f cd bd 141,43 149,39


Asr (cm2/m) 10,3 7,5

ρL = As / bd 0,0044 0,0031

ζ = 1+raiz(200/d) 1,93 1,91

fcv (N/mm2)= 0,12ζ (100 ρL fck)1/3 0,55 0,48

fcv (t/m2) 56,05 49,01

Vu2 (t/m) = fcv bd 12,95 11,96



fcv* (t/m2)= 0,10ζ (100 ρL fck)1/3 46,70 40,84

TAPA




Vcu (t/m) = f cv* bd 10,79 9,97

Vsu (t/m) = V d - Vcu 8,95 4,54

As 90º (cm2/m2) = Vsu / (0,9d f y90d) 10,55 10,00







SECCIÓN BB

0,30

4 d.14d.10 a 0.15 m

arm

adur

a ho

rizon

tal -

ve

r sec

ción

AA

0,30

2,13

0,53

0,53

d.10 a 0.15 m

d.14 a 0.15 m

0,54

0,19

0,50

0,50

4 d.14

0,53

0,53

0,50

0,59

d.10 a 0.15 m

d.12 a 0.15 m

estri

bos

d.8

en 0

.53

m c

ada

0.19

m -

sepa

raci

ón 0

.54

m

A A

0,30

estri

bos

d.8

en 0

.53

m c

ada

0.19

m -

sepa

raci

ón 0

.54

m

0,54

0,19

0,52

0,20

estribos d.8 en 0.5 m cada 0.2 m -

separación 0.52 m

0,51

0,20

estribos d.8 en 0.5 m cada 0.2 m - separación 0.51 m

separadores zona central 2 ud / m2

armadura longitudinal - ver

sección CC

d.10 a 0.15 m

d.16 a 0.15 m

d.10 a 0.15 m

0,302,00

d.8 a 0.15 m

d.20 a 0.15 m

C

C

= =


separadores zona central 2.5 ud / m2

suelo acabado

0,00

cordon expansivo de 20x10 mm en todo el perímetro

MEJORA DE COLECTOR A EDAR DE

GRAZALEMA - ARQUETA ALIVIADERO

sobrecarga uniforme (t/m2) 0,40 cargas de tráfico sobre la tapa

tren de cargas de 60 t SI

sobrecarga uniforme (t/m2) 0,40 cargas de tráfico alrededor de la arqueta

tren de cargas de 60 t SI

sobre la tapa 0,50 carga de operac ión o almacenamiento (t/m2)

alrededor de la arqueta 0,50

presión de cimentación para las cargas de servicio (kg/cm2) 0,80

cuantía de armadura (kg/m3) 132

0,30

4 d.16

d.10 a 0.15 m

arm

adur

a ho

rizon

tal -

ve

r sec

ción

AA

0,53

0,53

d.10 a 0.15 m

d.12 a 0.15 m

0,54

0,19

1,00

1,00

4 d.20

0,53

0,53

1,00

1,00

d.10 a 0.15 m

d.14 a 0.15 m

estri

bos

d.8

en 0

.53

m c

ada

0.19

m -

sepa

raci

ón 0

.54

m

A A

estri

bos

d.8

en 0

.53

m c

ada

0.19

m -

sepa

raci

ón 0

.54

m

0,54

0,19

0,52

0,18

estribos d.8 en 1 m cada 0.18 m -

separación 0.52 m

0,54

0,19

estribos d.8 en 1 m cada 0.19 m - separación 0.54 m

armadura transversal - ver

sección BB


d.12 a 0.15 m

d.14 a 0.15 m

d.10 a 0.15 m

0,304,00

d.8 a 0.15 m

d.14 a 0.15 m

B

B

= =

SECCIÓN CC


separadores zona central

2 ud / m2

CUADRO DE MATERIALES

DESIGNACIÓN HA-30-P-25-IIa+QbHORMIGÓN

RECUBRIMIENTO (mm) 50

ACERO DESIGNACIÓN B500S

DE LA EJECUCIÓN NORMAL

DEL HORMIGÓN ESTADÍSTICO CONTROL DEL ACERO NORMAL

DEL HORMIGÓN 1,50

DEL ACERO 1,15 COEFICIENTES DE SEGURIDAD

DE LAS CARGAS s/ EHE 08

0,30

4 d.140,

50

0,50

1,00

1,00

d.10 a 0.15 m

d.10 a 0.15 m

PLANTA SECCIÓN AA

1,00

2,00

0,30

1,00

d.12 a 0.15 m

d.10 a 0.15 m

d.10 a 0.15 m

d.12 a 0.15 m

armadura vertical - ver sección BB

arm

adur

a ve

rtica

l -

ver s

ecci

ón C

C

sepa

rado

res

zona

ce

ntra

l 1 u

d / m

2


B

B

C C


separación 0.51 m

0,20

0,51

estri

bos

d.8

en 0

.5

m c

ada

0.2

m -

sepa

raci

ón 0

.51

m

0,20

0,51

4) CÁLCULO DE LAS ARQUETAS. A7-A8-A9

TÍTULO:

COLECTOR DE DESAGUE DE LA FLORIDA. FASEI

DATOS GEOMÉTRICOS

recubrimiento de tierras R (m) 0,00 longitud interior lado mayor L1 (m) 4,00




MATERIALES Y COEFICIENTES DE SEGURIDAD

Hormigón HA-30-P-25-IIa+Qb resistencia característica fck (N/mm2) 30 Acero B500S

caras exteriores 0,2 resistencia característica fYk (N/mm2) 500 ancho máximo

de fisura

wk (mm) caras interiores 0,1 recubrimiento nominal (mm) 50

tamaño máximo del árido (mm) 25


mayoración de las acciones variables γQ 1,60

minoración de la resistencia del hormigón γC 1,50

Coeficientes

de seguridad

minoración de la resistencia del acero γS 1,15

et

es

H

R

SECCIÓN AAPLANTA

L1e2 e2

e1

e1

L2

A

A

1

2

3

4

5

6

ACCIONES

Relleno

densidad saturada del relleno (t/m3)2,20 Cargas alrededor de la arqueta

ángulo de rozamiento del relleno 35 tren de cargas de 60 t SI

distancia mínima r entre las cargas puntuales

y el paramento exterior de los muros (m) 0,00

Cargas sobre la tapa sobrecarga de tráfico pt (t/m2) 0,40

tren de cargas de 60 t SI carga de operación o almacenamiento pa (t/m2) 0,50 sobrecarga de tráfico pt (t/m

2) 0,40 carga de operación o almacenamiento pa (t/m2) 0,50

TABLAS DE RESULTADOS - COLECTOR DE PUERTO SERRANO

ARQUETA ALIVIADERO 1 - PARTE ABCD







θ 1,5698 0,5877 0,3217 1,5701 0,6433

x/p 0,0002 0,3358 0,6714 0,0002 0,4477

POSICIÓN MÁS

DESFAVORABLE 2

y (m) y/p σh (t/m2) (cargas aisladas) tota

l σh (t/

m2 )


l σh (t/

m2 )

σh (t/m2)

0,15 0,03 0,00 0,05 0,01 0,06 0,04 0,05 0,09 0,09

0,56 0,13 0,02 0,52 0,11 0,65 0,43 0,60 1,03 1,03

0,97 0,22 0,04 0,95 0,27 1,26 0,78 1,19 1,97 1,97

1,39 0,31 0,04 1,02 0,41 1,47 0,84 1,41 2,25 2,25

1,80 0,40 0,03 0,87 0,49 1,39 0,71 1,30 2,02 2,02

2,21 0,49 0,02 0,66 0,51 1,20 0,54 1,06 1,61 1,61

2,62 0,59 0,02 0,48 0,48 0,98 0,39 0,82 1,21 1,21

3,03 0,68 0,01 0,34 0,43 0,78 0,28 0,61 0,89 0,89

3,45 0,77 0,01 0,25 0,37 0,62 0,20 0,45 0,66 0,66

3,86 0,86 0,01 0,18 0,31 0,49 0,15 0,34 0,49 0,49

4,27 0,96 0,01 0,13 0,25 0,39 0,11 0,25 0,36 0,36

Datos para el cálculo del empuje de los rellenos


densidad sumergida del relleno (t/m3) 1,2

ángulo de rozamiento del relleno 35

coeficiente de empuje al reposo k0 0,43

carga de almacenamiento pa (t/m2) 0,50

sobrecarga de tráfico pt (t/m2) 0,40



y (m)

peso

del

relle

no

alm

acen

ami

ento

ca

rga

de

tráfic

o C

ombi

naci

ón

1 C

ombi

naci

ón

2

ley

de c

álcu

lo

0,15 0,23 0,21 0,26 0,68 0,76 5,51

0,56 0,85 0,21 1,20 1,62 3,19 6,01

0,97 1,47 0,21 2,14 2,55 5,64 6,52

1,39 2,10 0,21 2,42 3,48 7,02 7,02

1,80 2,72 0,21 2,19 4,42 7,58 7,52

2,21 3,34 0,21 1,78 5,35 7,85 8,02

2,62 3,96 0,21 1,38 6,29 8,15 8,52

3,03 4,59 0,21 1,06 7,22 8,58 9,03

3,45 5,21 0,21 0,83 8,16 9,14 9,53

3,86 5,83 0,21 0,66 9,09 9,80 10,03

4,27 6,45 0,21 0,53 10,02 10,53 10,53


cálculo sobre los

muros

p1+ (t/m2) 5,51

p2+ (t/m2) 10,53

p1- (t/m2) -0,24

p2- (t/m2) -6,83


0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

4,50

0,00 5,00 10,00 15,00

Presión ( t /m2

)


et

es

H

Rp1+

p2+

h

p2-

p1-

Carga uniforme equivalente a la carga de tráfico, y carga de cálculo sobre la tapa POSICIÓN Mx (tm/m) My (tm/m)

1 1,54 2,67


Carga vertical

total (t) 3 1,55 2,67

Para momentos M x 7 20,00 4 0,07 2,02

Para momentos M y 9 30,00 5 0,43 2,18

6 0,07 2,03


8 0,31 2,46








Combinación1

Combinación 2






Comprobación de la flotabilidad de la arqueta












ENVOLVENTES DE MOMENTOS FLECTORES DE CÁLCULO

COLECTOR DE PUERTO SERRANO - ARQUETA ALIVIADERO 1 - PARTE ABCD

1 2 3 4

8,9 8,9 8,9 8,9

8,9 3,5 8,9 4,9 2,7 4,9 8,9 3,5 8,9 4,9 2,7 4,9 8,9

4,1 7,9 4,1 2,4 6,0 2,4 4,1 7,9 4,1 2,4 6,0 2,4 4,1

4,1 4,1 4,1 4,1

7,7

7,7

2,8

2,8

7,0

5,2

1,8

1,8

7,7

7,7

2,8

2,8

7,0

5,2

1,8

1,8

1 2 3 4

4,0

8,6 2,2

4,4 4,0

8,6 2,2

4,4

9,0

4,5 6,4

3,3 9,0

4,5 6,4

3,3

9,0

4,5

10,8

3,3

9,0

4,5

10,8

3,3

9,0

8,4

0,0

4,5

Solera Solera

10,8 10,8

10,8 0,0 10,8

0,0 7,3 0,0

0,0

11,2

3,3 3,3

8,4

0,0

9,0

4,5

7,7

5,4

0,0

2,8

Tapa Tapa

7,0 7,0

7,0 0,0 7,0

0,0 4,7 0,0

0,0

7,3

1,8 1,8

5,4

0,0

7,7

2,8

esfuerzos para el cálculo de la armadura de la cara exterior

esfuerzos para el cálculo de la armadura de la cara interior

ENVOLVENTES DE ESFUERZOS CORTANTES DE CÁLCULO

COLECTOR DE PUERTO SERRANO - ARQUETA ALIVIADERO 1 - PARTE ABCD

1 2 3 4

18,7 18,7 13,5 13,5 18,7 18,7 13,5 13,5

9,2 9,2 7,0 7,0 9,2 9,2 7,0 7,0

14,6

4,7 12,6

3,7 14,6

4,7 12,6

3,7

1 2 3 4

18,8

10,2

16,8

9,2 18,8

10,2

16,8

9,2

21,2

Solera Solera

27,4 27,4

21,2

13,8

Tapa Tapa

17,8 17,8

13,8

esfuerzos de cálculo asociados a la armadura de la cara exterior

esfuerzos de cálculo asociados a la armadura de la cara interior

ARMADURAS -

kg/cm2 N/mm2 fcd (kg/cm2) 204 γc 1,5

Hormigón: HA-30-P-25-IIa+Qb fck (kg/cm2) 306 30 fyd (kg/cm2) 4437 γs 1,15

Acero: B500S fyk (kg/cm2) 5102 500 f y90ºd (kg/cm2) 4082

recubrimiento (mm) 50 Ec (kg/cm2) 332431 caras exteriores 0,2

n = Es/Ec 6,32 ancho máximo

de fisura w k (mm) caras interiores 0,1

MUROSHORIZONTALES






canto h (m) 0,40 0,40 0,40 0,40 0,40 0,40 0,40 0,40

canto útil d (m) 0,34 0,35 0,34 0,35 0,35 0,34 0,35 0,34

Uc (t/m) 702,04 704,08 702,04 704,08 704,08 700,00 704,08 702,04


armadura mínima. Asmin (cm2/m) 6,5 3,1 6,5 2,5 3,6 6,0 3,6 4,9




s (m) 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12

φ (mm) 0 0 0 0 0 0 0 0 refuerzos

s (m) 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12

arm

adur

a di

spue

sta

Asr (cm2/m) 9,4 6,5 9,4 6,5 6,5 12,8 6,5 9,4



Ab (m2) 0,4060 0,4041 0,4060 0,4041 0,4041 0,4081 0,4041 0,4060

ygb (m) 0,198 0,198 0,198 0,198 0,198 0,197 0,198 0,198

Ib (cm4) 546533 542541 546533 542541 542541 551205 542541 546533

Mf (tm/m) 8,16 8,07 8,16 8,07 8,07 8,26 8,07 8,16

σsr (kg/cm2) 3145 4468 3145 4468 4468 2347 4468 3145

σs (kg/cm2) 2299 1302 2299 1011 1514 1494 1514 1542

s (m) 0,120 0,120 0,120 0,120 0,120 0,120 0,120 0,120

φmax (mm) 12 10 12 10 10 14 10 12

sm (m) 0,188 0,200 0,188 0,200 0,200 0,179 0,200 0,188

εsm 0,00044 0,000250,000440,000190,00029 0,000280,000290,00029

MUROSHORIZONTALES




cortante de cálculo Vd (t/m) 18,69 13,47 9,15 7,01

Vu1 (t/m) = 0,30 f cd bd 210,61 210,61 211,22 211,22

comprobación a compresión oblícua cumple cumple cumple cumple

Asr (cm2/m) 9,4 9,4 6,5 6,5

ρL = As / bd 0,0027 0,0027 0,0019 0,0019

ζ = 1+raiz(200/d) 1,76 1,76 1,76 1,76

fcv (N/mm2)= 0,12ζ (100 ρL fck)1/3 0,43 0,43 0,38 0,38

fcv (t/m2) 43,55 43,55 38,51 38,51

Vu2 (t/m) = fcv bd 14,98 14,98 13,29 13,29

Vd < Vu2 ; no requiere armaduras no no no


fcv* (t/m2)= 0,10ζ (100 ρL fck)1/3 36,29

Vcu (t/m) = f cv* bd 12,49

Vsu (t/m) = V d - Vcu 6,21

As 90º (cm2/m2) = Vsu / (0,9d f y90d) 10,00 10,00 10,00 10,00

diámetro de los estribos (mm) 10 10 10 10

nº de redondos por m2 12,7 12,7 12,7 12,7

separación s1 (m) 0,57 0,57 0,57 0,57 necesarias

separación s2 (m) 0,28 0,28 0,28 0,28



MUROS VERTICALES




momento de cálculo Md (tm/m) 9,02 4,01 7,73 4,54 8,64 2,84 10,80 2,20 7,01 3,29 4,43 1,80

momento de servicio Ms (tm/m) 6,01 2,68 5,15 3,02 5,76 1,89 7,20 1,47 4,67 2,19 2,96 1,20

canto h (m) 0,40 0,40 0,40 0,40 0,40 0,40 0,40 0,40 0,40 0,40 0,40 0,40

canto útil d (m) 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33

Uc (t/m) 677,55 679,59 675,51 673,47 671,43 675,51 677,55 679,59 677,55 679,59 677,55 679,59

armadura necesaria Asnec (cm2/m) 6,3 2,7 5,4 3,1 6,0 1,9 7,5 1,5 4,8 2,2 3,0 1,2

armadura mínima. Asmin (cm2/m) 6,7 3,6 6,1 4,0 6,6 2,7 2,1 5,7 3,0 3,9 1,7

cuantía geométrica mín. Asgmin (cm2/m) 6,4 6,4 6,4 6,4 6,4 6,4 6,4 6,4 6,4 6,4 6,4 6,4

armadura mínima a disponer (cm2/m) 6,7 6,4 6,4 6,4 6,6 6,4 7,5 6,4 6,4 6,4 6,4 6,4

φ (mm) 12 10 14 12 14 10 12 10 12 10 12 10 armadura base

s (m) 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12

φ (mm) 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

arm

adur

a

disp

uest

a

refuerzos s (m) 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12

Asr (cm2/m) 9,4 6,5 12,8 9,4 12,8 6,5 9,4 6,5 9,4 6,5 9,4 6,5

ancho de fisura w k (mm) 0,15 0,10 0,09 0,07 0,10 0,07 0,17 0,05 0,11 0,08 0,07 0,04

comprobación cumple cumple cumple cumple cumple cumple cumple cumple cumple cumple cumple cumple

Ab (m2) 0,4060 0,4041 0,4081 0,4060 0,4081 0,4041 0,4060 0,4041 0,4060 0,4041 0,4060 0,4041

ygb (m) 0,198 0,198 0,197 0,198 0,197 0,198 0,198 0,198 0,198 0,198 0,198 0,198

Ib (cm4) 546533 542541 551205 546533 551205 542541 546533 542541 546533 542541 546533 542541

Mf (tm/m) 8,16 8,07 8,26 8,16 8,26 8,07 8,16 8,07 8,16 8,07 8,16 8,07

σsr (kg/cm2) 3259 4629 2432 3279 2446 4657 3259 4629 3259 4629 3259 4629

σs (kg/cm2) 2402 1535 1517 1215 1705 1093 2876 842 1867 1258 1181 689

s (m) 0,120 0,120 0,120 0,120 0,120 0,120 0,120 0,120 0,120 0,120 0,120 0,120

φmax (mm) 12 10 14 12 14 10 12 10 12 10 12 10

sm (m) 0,188 0,200 0,179 0,188 0,179 0,200 0,188 0,200 0,188 0,200 0,188 0,200

εsm 0,00046 0,000290,00029 0,000230,00032 0,00021 0,000550,00016 0,000360,00024 0,00022 0,00013

cortante de cálculo Vd (t/m) 18,79 14,56 10,19 4,65 16,80 12,64 9,21 3,75

Vu1 (t/m) = 0,30 f cd bd 203,27 202,65 202,04 202,65 203,27 203,27 203,88 203,88

comprobación a compresión oblícua cumple cumple cumple cumple cumple cumple cumple cumple

Asr (cm2/m) 9,4 12,8 9,4 6,5 9,4 9,4 6,5 6,5

ρL = As / bd 0,0028 0,0039 0,0029 0,0020 0,0028 0,0028 0,0020 0,0020

ζ = 1+raiz(200/d) 1,78 1,78 1,78 1,78 1,78 1,78 1,77 1,77

fcv (N/mm2)= 0,12ζ (100 ρL fck)1/3 0,44 0,48 0,44 0,39 0,44 0,44 0,38 0,38

fcv (t/m2) 44,41 49,30 44,56 39,40 44,41 44,41 39,27 39,27

Vu2 (t/m) = fcv bd 14,75 16,32 14,71 13,04 14,75 14,75 13,08 13,08

Vd < Vu2 ; no requiere armaduras no no no no no no


fcv* (t/m2)= 0,10ζ (100 ρL fck)1/3 37,01 37,01

Vcu (t/m) = f cv* bd 12,29 12,29

Vsu (t/m) = V d - Vcu 6,50 4,52

As 90º (cm2/m2) = Vsu / (0,9d f y90d) 10,00 10,00 10,00 10,00 10,00 10,00 10,00 10,00

diámetro de los estribos (mm) 10 10 10 10 10 10 10 10

nº de redondos por m2 12,7 12,7 12,7 12,7 12,7 12,7 12,7 12,7

separación s1 (m) 0,59 0,59 0,60 0,59 0,59 0,59 0,59 0,59 necesarias

separación s2 (m) 0,27 0,26 0,26 0,26 0,27 0,27 0,27 0,27

separación s1 (m) 0,60 0,59 0,59 0,59 dispuestas

separación s2 (m) 0,26 0,26 0,27 0,27

SOLERA






canto h (m) 0,40 0,40 0,40 0,40 0,40 0,40 0,40 0,40

SOLERA




canto útil d (m) 0,33 0,33 0,33 0,33 0,34 0,35 0,34 0,34

Uc (t/m) 677,55 679,59 671,43 667,35 702,04 704,08 702,04 697,96






s (m) 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12

φ (mm) 0 0 0 0 0 0 0 0 refuerzos

s (m) 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12

arm

adur

a di

spue

sta

Asr (cm2/m) 9,4 6,5 6,5 12,8 9,4 6,5 9,4 16,8



Ab (m2) 0,4060 0,4041 0,4041 0,4081 0,4060 0,4041 0,4060 0,4106

ygb (m) 0,198 0,198 0,198 0,197 0,198 0,198 0,198 0,196

Ib (cm4) 546533 542541 542541 551205 546533 542541 546533 556534

Mf (tm/m) 8,16 8,07 8,07 8,26 8,16 8,07 8,16 8,38

σsr (kg/cm2) 3259 4629 4685 2461 3145 4468 3145 1827

σs (kg/cm2) 2876 0 1274 1454 2318 0 1166 1626

s (m) 0,120 0,120 0,120 0,120 0,120 0,120 0,120 0,120

φmax (mm) 12 10 10 14 12 10 12 16

sm (m) 0,188 0,200 0,200 0,179 0,188 0,200 0,188 0,172

εsm 0,000550,000000,000240,000280,000440,000000,000220,00031


Vu1 (t/m) = 0,30 f cd bd 203,27 210,61


Asr (cm2/m) 9,4 9,4

ρL = As / bd 0,0028 0,0027

ζ = 1+raiz(200/d) 1,78 1,76

fcv (N/mm2)= 0,12ζ (100 ρL fck)1/3 0,44 0,43

fcv (t/m2) 44,41 43,55

Vu2 (t/m) = fcv bd 14,75 14,98



fcv* (t/m2)= 0,10ζ (100 ρL fck)1/3 37,01 36,29

Vcu (t/m) = f cv* bd 12,29 12,49

Vsu (t/m) = V d - Vcu 15,14 8,72

As 90º (cm2/m2) = Vsu / (0,9d f y90d) 12,41 10,00


SOLERA









TAPA






canto h (m) 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30

canto útil d (m) 0,23 0,23 0,23 0,22 0,24 0,25 0,25 0,24

Uc (t/m) 469,39 473,47 459,18 455,10 495,92 502,04 500,00 489,80


armadura mínima. Asmin (cm2/m) 0,0 2,4 5,2 0,0 3,3




s (m) 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12

φ (mm) 0 0 0 0 0 0 0 0 refuerzos

s (m) 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12

arm

adur

a di

spue

sta

Asr (cm2/m) 9,4 4,2 6,5 12,8 12,8 4,2 6,5 26,2



Ab (m2) 0,3060 0,3026 0,3041 0,3081 0,3081 0,3026 0,3041 0,3165

ygb (m) 0,148 0,149 0,149 0,147 0,147 0,149 0,149 0,145

Ib (cm4) 230838 227623 229078 232891 232891 227623 229078 240674

Mf (tm/m) 4,60 4,51 4,55 4,67 4,67 4,51 4,55 4,91

σsr (kg/cm2) 2654 5797 3862 2039 1871 5467 3547 976

σs (kg/cm2) 2694 1 1019 1384 2066 1 1477 963

s (m) 0,120 0,120 0,120 0,120 0,120 0,120 0,120 0,120

φmax (mm) 12 8 10 14 14 8 10 20

sm (m) 0,172 0,196 0,181 0,165 0,165 0,196 0,181 0,153

εsm 0,000660,000000,000190,000260,000580,000000,000280,00022


Vu1 (t/m) = 0,30 f cd bd 140,82 148,78

TAPA





Asr (cm2/m) 9,4 12,8

ρL = As / bd 0,0041 0,0053

ζ = 1+raiz(200/d) 1,93 1,91

fcv (N/mm2)= 0,12ζ (100 ρL fck)1/3 0,54 0,57

fcv (t/m2) 54,61 58,65

Vu2 (t/m) = fcv bd 12,56 14,25

Vd < Vu2 ; no requiere armaduras no


fcv* (t/m2)= 0,10ζ (100 ρL fck)1/3 45,51

Vcu (t/m) = f cv* bd 10,47

Vsu (t/m) = V d - Vcu 7,33

As 90º (cm2/m2) = Vsu / (0,9d f y90d) 10,00 10,00







SECCIÓN BB

0.40

4 d.14d.12 a 0.12 m

arm

adur

a ho

rizon

tal -

ve

r sec

ción

AA

0.30

3.77

0.94

0.94

d.10 a 0.12 m

d.14 a 0.12 m

0.59

0.26

0.63

0.63

4 d.140.

94

0.94

0.63

0.98

d.10 a 0.12 m

d.14 a 0.12 m

estri

bos

d.10

en

0.94

m

cada

0.2

6 m

- se

para

ción

0.

59 m

A A

0.40

estri

bos

d.10

en

0.94

m c

ada

0.26

m -

sepa

raci

ón 0

.6 m

0.60

0.26

0.81

0.19

estribos d.10 en 0.63 m cada 0.19 m -

separación 0.81 m

0.57

0.28

estribos d.10 en 0.63 m cada 0.28 m - separación 0.57 m


armadura longitudinal - ver

sección CC

d.12 a 0.12 m

d.16 a 0.12 m

d.10 a 0.12 m

0.402.50

d.8 a 0.12 m

d.20 a 0.12 m

C

C

= =

separadores zona central 1 ud / m

2


suelo acabado

0.00

cordon expansivo de 20x10 mm en todo el perímetro

DE LA EJECUCIÓN

DEL HORMIGÓN

DEL ACERO

s/ EHE08

1,15

NORMAL

1,50DEL HORMIGÓNCOEFICIENTES

DE SEGURIDAD

DEL ACERO

DE LAS CARGAS

B500S

NORMAL

CONTROL

DESIGNACIÓN

ESTADÍSTICO

ACERO

CUADRO DE MATERIALESHA-30-P-25-IIa+Qb

50HORMIGÓN

DESIGNACIÓN

RECUBRIMIENTO (mm)

0.40

4 d.16d.10 a 0.12 m

arm

adur

a ho

rizon

tal -

ve

r sec

ción

AA

0.94

0.94

d.10 a 0.12 m

d.12 a 0.12 m

0.59

0.27

1.00

1.00

4 d.20

0.94

0.94

1.00

1.00

d.10 a 0.12 m

d.12 a 0.12 m

estri

bos

d.10

en

0.94

m

cada

0.2

7 m

- se

para

ción

0.

59 m

A A

estri

bos

d.10

en

0.94

m

cada

0.2

7 m

- se

para

ción

0.

59 m

0.59

0.27

0.85

0.18


separación 0.85 m

0.48

0.27

estribos d.10 en 1 m cada 0.27 m - separación 0.48 m

armadura transversal - ver

sección BB


d.12 a 0.12 m

d.14 a 0.12 m

d.10 a 0.12 m

0.404.00

d.8 a 0.12 m

d.14 a 0.12 m

B

B

= =

SECCIÓN CC

separadores zona central 1 ud / m

2

separadores zona central

2 ud / m2

0,40 SI

0,40 SI

0,50 0,50 1,0

cuantía de armadura (kg/m 3 ) 126

presión de cimentación para las cargas de servicio (kg/cm 2 )

cargas de tráfico sobre la tapa

sobrecarga uniforme (t/m 2 ) tren de cargas de 60 t

carga de operación o almacenamiento (t/m 2 )

sobre la tapa alrededor de la arqueta

cargas de tráfico alrededor de la

arqueta sobrecarga uniforme (t/m 2 )

tren de cargas de 60 t

0.40

4 d.140.

63

0.63

1.00

1.00

d.10 a 0.12 m

d.12 a 0.12 m

PLANTA SECCIÓN AA

0.40

2.00

0.40

1.25

d.14 a 0.12 m

d.10 a 0.12 m

d.10 a 0.12 m

d.12 a 0.12 m

armadura vertical - ver sección BB

arm

adur

a ve

rtica

l -

ver s

ecci

ón C

C

sepa

rado

res

zona

ce

ntra

l 1 u

d / m

2


B

B

C C


separación 0.57 m

0.28

0.57

estri

bos

d.10

en

0.63

m c

ada

0.28

m

- sep

arac

ión

0.57

m

0.28

0.57

APÉNCICE 1) MEMORIA DE CÁLCULO DE LAS ARQUETAS

1) GENERAL

La presente memoria se refiere al cálculo de arquetas prismáticas de

planta rectangular, formadas por placas conectadas entre sí.

El cálculo de esfuerzos en un sistema de placas conectadas por sus

aristas es muy complejo, y requiere procedimientos de cálculo

desproporcionados en relación con el tamaño de la obra y la repercusión

económica de sus dimensiones y armaduras.

Por ello en el presente anejo se seguirá un procedimiento simplificado,

consistente en calcular los esfuerzos que actúan sobre las placas considerando

cada una de ellas aisladamente, y cambiando la sustentación de sus bordes

para obtener unas envolventes de esfuerzos suficientemente seguras.

Los datos que se han introducido en este apéndice sirven únicamente de

ejemplo de aplicación del método de cálculos y no corresponden a ninguna de

las arquetas del proyecto.

2) DATOS GEOMÉTRICOS, MATERIALES Y COEFICIENTES DE SEGURIDAD

Los datos geométricos necesarios para el cálculo de la arqueta se indican en la

figura y tablas adjuntas:

recubrimiento de tierras R (m) 0,00 (1) longitud interior lado mayor L1 (m) 3,30




(1) El recubrimiento de tierras R debe ser positivo. Los casos en que la tapa se encuentra por

encima del terreno (R<0) se asimilarán del lado de la seguridad al caso R=0.

Los datos relativos a los materiales y a los coeficientes de seguridad se

introducen en las tablas correspondientes:

et

es

H

R

SECCIÓN AAPLANTA

L1e2 e2

e1

e1

L2

A

A

1

2

3

4

5

6

Hormigón HA-30-P-25-IIIb+Qa (2) Acero B 500 S resistencia característica

fck (N/mm2) 30

resistencia característica

fYk (N/mm2) 500

Caras

exteriores 0,1 recubrimiento nominal (mm) 50 (4)

ancho máximo

de fisura w k (mm) Caras

interiores 0,1

(3)

tamaño máximo del árido (mm) 25

Coeficientes de seguridad


mayoración de las acciones variables γQ 1,60 (5)

minoración de la resistencia del hormigón γC 1,50 minoración de la resistencia del acero γS 1,15

(6)

(2) Se usarán en principio los siguientes tipos de hormigón:

- HA / 25 / P / 25 / IIa para arquetas de conducciones de abastecimiento de agua, de aguas

pluviales limpias, eléctricas, telefónicas, etc.

- HA / 30 / P / 25 / IIa+Qb para arquetas de conducciones de aguas fecales.

(3) Se usarán en principio los siguientes anchos de fisura:

- 0,3 mm para arquetas de conducciones de abastecimiento de agua, de aguas pluviales

limpias, eléctricas, telefónicas, etc.

- 0,1 mm para arquetas de conducciones de aguas fecales. En los paramentos exteriores de

estas arquetas se aplicará un ancho de fisura de 0,3 mm, garantizando la estanqueidad de las

mismas mediante juntas impermeables entre todos sus elementos.

(4) Se usarán en principio los siguientes recubrimientos nominales:

- 35 mm para arquetas de conducciones de abastecimiento de agua, de aguas pluviales

limpias, eléctricas, telefónicas, etc.

- 50 mm para arquetas de conducciones de aguas fecales.

(5) Se usarán en principio los siguientes coeficientes de mayoración de acciones:

γG=1,50 y γQ=1,60 con nivel de control de la ejecución normal.

γG=1,35 y γQ=1,50 con nivel de control de la ejecución intenso.

(6) Se usarán en principio los siguientes coeficientes de minoración de las resistencias:

- γC=1,50 para el hormigón

- γS=1,15 para el acero

(7) En lo referente a las notas anteriores (2) a (6) se estará en todo caso a lo que resulte de

aplicar la EHE08.

3) ACCIONES

Las acciones consideradas para el cálculo de esfuerzos son las siguientes:

- una carga de operación o almacenamiento pa, uniformemente extendida en toda la

superficie, que puede estar constituída por acopios de tierras o mercancías.

- una carga de tráfico, formada por el tren de cargas de 60 t de la instrucción IAP,

actuando junto con una sobrecarga pt uniformemente extendida en toda la superficie.

La carga de operación o almacenamiento no podrá actuar simultáneamente

con la carga de tráfico.

carga de operación o almacenamiento pa

σ1

σ2

et

es

H

R

sobrecarga de tráfico pt

60 t

Nivel freático

carga de tráfico

3.1) Cargas sobre los muros

3.1.1) Empuje exterior del relleno

La presión horizontal sobre los muros producida por las cargas puntuales de

tráfico se calcula según la tabla 3.4.2.2.11 de la norma ROM 02-90:

si x/p <= 0,4 ; σh = (P / p2) . 0,28 . (y / p)2 / [ 0,16 + (y / p)2 ]3 . cos2(1,1 . θ)

si x/p > 0,4 ; σh = (P / p2) . 1,77 . (x / p)2 . (y / p)2 / [ (x / p)2 + (y / p)2 ]3 . cos2(1,1 . θ)

Para ello, se consideran las dos posibles posiciones de la carga frente al muro

que se representan en la figura:

La distancia r representa el resguardo entre el tráfico y la arqueta (cuando

existe).

Para cada una de las dos posiciones se determinan las presiones horizontales

sobre el paramento exterior de los muros, tomando la más desfavorable. Los

resultados del cálculo se indican en la tabla :

x P

σh

y

pP

θσh

x

PLANTASECCIÓN

r 1,50 1,50

2,00

r 2,00

1,50

1,50

posición 1 posición 2

AA







θ 1,3258 0,5191 0,2985 1,4056 0,588

x/p 0,094 0,6579 1,2218 0,094 0,8459

POSICIÓN MÁS DESFAVORABLE

2

y (m) y/p σh (t/m2) (cargas aisladas) tota

l σh (t/

m2 )


l σh (t/

m2 )

σh (t/m2)

0,15 0,06 0,01 0,06 0,01 0,07 0,29 0,03 0,32 0,32

0,39 0,15 0,04 0,35 0,04 0,42 1,41 0,21 1,62 1,62

0,62 0,23 0,06 0,72 0,10 0,88 2,19 0,49 2,68 2,68

0,86 0,32 0,06 1,03 0,17 1,26 2,24 0,77 3,01 3,01

1,09 0,41 0,05 1,19 0,25 1,48 1,88 0,99 2,87 2,87

1,33 0,50 0,04 1,20 0,32 1,56 1,44 1,13 2,57 2,57

1,57 0,59 0,03 1,12 0,37 1,52 1,06 1,18 2,23 2,23

1,80 0,68 0,02 0,99 0,41 1,42 0,77 1,15 1,92 1,92

2,04 0,77 0,01 0,85 0,44 1,30 0,56 1,08 1,64 1,64

2,27 0,85 0,01 0,71 0,44 1,17 0,41 0,98 1,39 1,39

2,51 0,94 0,01 0,59 0,44 1,04 0,30 0,87 1,18 1,18

El empuje del relleno sobre los muros debido a su peso propio y a las cargas

superficiales uniformemente repartidas se calcula suponiendo que se desarrolla el

empuje al reposo.

Se tomará el nivel freático a la misma cota que la superficie del terreno,

quedando el relleno completamente sumergido.

Los datos para el cálculo de estos empujes se introducen en la tabla

correspondiente:

Tabla de datos para el cálculo del empuje de los rellenos


ángulo de rozamiento del relleno 35 (7)

carga de operación o almacenamiento pa (t/m2) 0,50 (8)

sobrecarga de tráfico pt (t/m2) 0,40 (9)

(7) Se usarán en principio las siguientes combinaciones de valores, tomadas de las tablas

3.4.1.1.2 y 3.4.2.2.9 de la norma ROM 02.90:

tipo de relleno densidad

saturada (t/m3)

ángulo de

rozamiento

capas granulares de zahorra natural o artificial bien compactadas 2,30 35

suelos granulares bien compactados 2,20 35

suelos granulares poco compactados 2,10 30

suelos tolerables para terraplenes 2,00 30

(8) Se usarán en principio los siguientes valores, tomados de la tabla 3.4.2.3.1.3 de la norma

ROM 02.90:

- en general, salvo zonas portuarias: 0,50 t/m2

- en zonas portuarias:

uso área de operación área de almacenamiento

comercial 3,0 a 5,0 t/m2 6,0 a 10,0 t/m2

industrial 5,0 t/m2 10,0 t/m2

militar 3,5 t/m2 5,0 t/m2

pesquero 1,5 t/m2 1,5 t/m2

deportivo 1,5 t/m2 1,5 t/m2

(9) Se usarán en principio los siguientes valores:

- en general, salvo zonas portuarias: 0,40 t/m2

- en zonas portuarias: 0,50 t/m2

Las presiones totales sobre los muros (presión efectiva + presión intersticial) se

calculan para cada una de las siguientes combinaciones de acciones :

combinación 1: [ γG x empuje debido al peso del relleno ] + [ γQ x empuje debido a la

sobrecarga de almacenamiento ] combinación 2: [ γG x empuje debido al peso del relleno ] + [ γQ x empuje debido a la

sobrecarga de tráfico ]

, donde γG y γQ son respectivamente los coeficientes de mayoración de las acciones

permanentes y de las acciones variables.

Los resultados se indican en la tabla y gráfico correspondientes.



y (m)

peso

del

relle

no

carg

a de

alm

acen

ami

ento

carg

a de

tráfic

o

Com

bina

ción

1

Com

bina

ción

2

ley

de c

álcu

lo

0,15 0,23 0,21 0,50 0,68 1,13 6,68

0,39 0,58 0,21 1,79 1,22 3,74 6,80

0,62 0,94 0,21 2,85 1,75 5,97 6,92

0,86 1,30 0,21 3,18 2,29 7,03 7,03

1,09 1,65 0,21 3,04 2,82 7,35 7,15

1,33 2,01 0,21 2,74 3,36 7,40 7,27

1,57 2,37 0,21 2,40 3,89 7,40 7,38

1,80 2,72 0,21 2,09 4,43 7,43 7,50

2,04 3,08 0,21 1,81 4,96 7,52 7,62

2,27 3,44 0,21 1,56 5,50 7,66 7,73

2,51 3,79 0,21 1,35 6,03 7,85 7,85

Finalmente, la ley de cálculo de presiones totales sobre los muros se obtiene

mediante una ley de variación lineal con la profundidad, que coincide con las presiones

de la combinación más desfavorable a 0,3 y 1,0 veces la altura de los muros.

3.1.2) Empuje interior hidrostático

Interiormente, se supone que actúa un empuje hidrostático, asociado a una

situación donde la arqueta se encuentra llena de agua, y donde no existen, o son

despreciables los empujes exteriores.

3.1.3) Resumen de cargas de cálculo sobre los muros

Los muros se calcularán por tanto para resistir las cargas de cálculo que se

indican en la tabla resumen:


0,00

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

6,00

0,00 5,00 10,00 15,00

Presión ( t /m2 )



cálculo sobre los

muros

p1+ (t/m2) 6,68

p2+ (t/m2) 7,85

p1- (t/m2) -0,24

p2- (t/m2) -4,02

3.2) Cargas sobre la tapa

La tapa se supone sometida a las siguientes cargas:

- peso propio de las tierras situadas sobre ella.

- carga de operación o almacenamiento, o alternativamente, carga uniforme

equivalente a la carga de tráfico.

La carga uniforme equivalente a la carga de tráfico se define como la carga

uniformemente repartida que crea los mismos momentos máximos en un placa

apoyada en todos sus bordes que la carga de tráfico.

La carga de tráfico esta formada, como ya se ha definido, por una carga

uniforme de 400 kg/m2 y por el tren de cargas de 60 t de la instrucción IAP.

Para determinar la carga uniforme equivalente a la carga de tráfico, es

necesario calcular la posición más desfavorable del tren de cargas de 60 t,

entendiendo como tal la posición que produce mayor momento en el centro de la

placa.

Para el reparto de las cargas puntuales en la capa de firme, si la hubiera, se

toma un ángulo de reparto de 30º.

et

es

H

Rp1+

p2+

h

p2-

p1-

Se contabilizará solamente la parte de carga que queda dentro del perímetro

medio de sustentación de la tapa.

Para calcular la carga uniforme equivalente, se situará el tren de cargas en

cada una de las doce posiciones que se indican en la figura siguiente, determinando

tanto los momentos Mx (flexiones según el lado mayor), como My (flexiones según el

lado menor), y tomando el mayor de los dos.

El cálculo de estos momentos se realiza por el método de las series dobles de

Fourier, considerando un coeficiente de Poisson nulo, y tomando los 20 primeros

armónicos del desarrollo en serie.

et

es

H

R30º

Pa.b

(a+2Rtan30).(b+2Rtan30)

Una vez obtenida la carga de tráfico equivalente, la carga total de cálculo sobre

la tapa se determina tomando la más desfavorable de las siguientes combinaciones de

acciones :

combinación 1: [ γG x cargas permanentes ] + [ γQ x carga de almacenamiento]

combinación 2: [ γG x cargas permanentes ] + [ γQ x carga de tráfico equivalente ]

A

B

A

B

A

B

Posición 4

1,00

1,501,50

1,00

1,501,50 1,501,50

1,00

Posición 6Posición 5

1,001,00

" "

1,00

A

B

A

B

A

B

Posición 1

2,00

1,501,50

2,00

1,501,50 1,501,50

2,00

Posición 3Posición 2

" "

0,20

0,60

A

B

A

B

A

B

Posición 7 Posición 9Posición 8

1,50

1,50

2,00

1,50

1,50

2,00

1,50

1,50

2,00

"

"

A

B

A

B

A

B

Posición 10Posición 12Posición 11

1,50

1,50

1,00

1,50

1,50

1,00

1,50

1,50

1,00

"

"

1,001,00

1,00

, donde γG y γQ son respectivamente los coeficientes de mayoración de las acciones

permanentes y de las acciones variables.

Los resultados del cálculo se indican en la tabla correspondiente:

Carga uniforme equivalente a la carga de tráfico, y carga de cálculo sobre la tapa

POSICIÓN Mx (tm/m) My (tm/m)

1 1,17 2,29


Carga vertical

total (t) 3 1,17 2,29

Para momentos M x 7 20,00 4 -0,21 1,46

Para momentos M y 9 30,00 5 -0,07 0,89

6 -0,21 1,46


8 -0,10 1,92





3.3) Cargas sobre la solera

La carga de cálculo sobre la solera se obtiene suponiendo que la presión s del

suelo de cimiento está uniformemente repartida, para las mismas combinaciones de

acciones que la tapa.

Se aplicará además el efecto de la subpresión, considerada como acción

accidental, es decir sin mayorar.

La carga efectiva sobre la solera se obtiene como:

pef = σ' + u - γC . 2,5 . es




Combinación

1

Combinación

2






et

es

H

R

sobrecargas uniformes SC1

sobrecargas puntuales

parte de las sobrecargas puntuales que carga sobre la

tapa SC2

peso del relleno PR

peso de la arqueta vacía PAV

presión efectiva del suelo σ'= [ γC . (PR + PAV) + γQ . (SC1 + SC2) ] / S

S = superficie de cimientopresión intersticial del suelo u

= (R + e t + H + es)

4) COMPROBACIÓN DE FLOTABILIDAD

Para comprobar la flotabilidad de la arqueta, se considera un ángulo de rozamiento entre tierras y muros igual a φ/3, siendo φ el ángulo de rozamiento del

relleno.

Se cuenta por tanto con una acción vertical estabilizadora Rmax = ER . tan(φ/3) .

P , siendo ER el empuje al reposo del relleno debido a su peso propio (segunda

columna de la tabla de cálculo de las presiones totales sobre los muros), y P la

superficie de los paramentos exteriores de los muros.

El coeficiente de

seguridad FF contra la

flotación de la arqueta, que

deberá ser mayor que 1,00,

se define como:

FF = (PAV + Rmax) / SP

, donde PAV es el peso total sin mayorar de la arqueta vacía, incluyendo el peso del

relleno sobre la tapa, y SP la subpresión sobre la solera.

El detalle de esta comprobación se indica en la tabla correspondiente. Comprobación de la flotabilidad de la arqueta







et

es

H

Rpeso del relleno PR

peso de la arqueta vacía PAV

presión intersticial del suelo u= (R + et + H + es)

empuje al reposo del relleno E R

(solamente el debido a su peso propio)

Rmax = ER . tan(φ / 3) . PP = superficie de los

paramentos exteriores

Rmax = ER . tan(φ / 3) . P

5) COMPROBACIÓN DE PRESIÓN ADMISIBLE

La presión efectiva de cimentación se calcula para las cargas de servicio (sin

mayorar), y con la arqueta llena de agua, según se indica en la figura.

Se supondrá para ello que no existen presiones intersticiales, transformándose

todas las cargas verticales en presiones efectivas sobre el suelo.

El detalle de esta comprobación se indica en la tabla correspondiente.






et

es

H

R

sobrecargas uniformes SC1

sobrecargas puntuales

parte de las sobrecargas puntuales que carga sobre la

tapa SC2

peso del relleno PR

presión efectiva del suelo σ'= (PR + PAL + SC1 + SC2) / SS = superficie de cimiento

peso de la arqueta llena PAL

6) CÁLCULO DE ESFUERZOS EN LAS PLACAS

Los esfuerzos de cálculo en las diferentes placas se obtendrán de forma

aproximada, y del lado de la seguridad, variando las condiciones de sustentación de

los bordes según se indica en las siguientes figuras.

Los máximos esfuerzos en la zona central de las placas se calcularán

suponiendo los cuatro bordes de las mismas simplemente apoyados.

Los máximos esfuerzos en los bordes de las placas se calcularán suponiendo

el borde que se considera y el opuesto empotrados, y los otros dos simplemente

apoyados.

El valor de estos esfuerzos han sido obtenidos por el método de las series

dobles de Fourier (Teoría de placas y láminas - Timoshenko), considerando un

coeficiente de Poisson del hormigón n = 0,24, y tomando los 20 primeros armónicos

del desarrollo en serie.

x

y

Mx,max

My,max

My,min

Qy,max Qx,max

My,min

Qy,max

Mx,min Mx,min

Qx,max

esfuerzos máximos en elcentro de la placa: todos losbordes apoyados

esfuerzos máximos en losbordes xx de la placa: bordesxx empotrados, bordes yyapoyados

esfuerzos máximos en losbordes yy de la placa: bordesyy empotrados, bordes xxapoyados

My,min,sup

x

y

Mx,max

My,max

My,min,infQy,max,inf

Qx,max

Qy,max,sup

Mx,min Mx,min

Qx,max

p q

Ly

Lx

coeficientes tabulados para el cálculo de esfuerzos debidos a carga uniforme p

-30,0

-20,0

-10,0

0,0

10,0

20,0

30,0

0,00 1,00 2,00 3,00 4,00 5,00

My,max My,min,inf,sup Mx,max

Mx,min Qy,max,inf,sup Qx,max

7) ENVOLVENTES DE ESFUERZOS DE CÁLCULO

Así obtenidos los esfuerzos en las placas consideradas aisladamente, se

obtendrán las envolventes tomando el mayor de los dos esfuerzos calculados a cada

lado de la arista.

El esquema de cálculo de las envolventes se indica en la siguiente figura.

Para el cálculo de las leyes de momentos en las placas aisladas, se admitirá

una redistribución de los momentos del 15%, tomándose por tanto los momentos de

cálculo en las aristas y en la zona central que se indican en la figura:

Lx

0,25Lx 0,25Lx

leyes de momentos en las placas aisladas

envolventes de momentos

ley de momentos

M10,85M1

M20,85M2

0,15(M1+M2)/2ley de momentos

redistribuidos

8) ENVOLVENTES DE ESFUERZOS DE SERVICIO

Las envolventes de esfuerzos de servicio se obtendrán simplificadamente, y del

lado de la seguridad, dividiendo los esfuerzos de cálculo por el coeficiente de mayoración de las acciones permanentes γC.

9) ARMADURAS

El detalle del cálculo de las armaduras, conocidos los esfuerzos de cálculo y de

servicio, puede verse en la tabla de armado correspondiente.

El significado de los parámetros utilizados en esta tabla es el siguiente:

Asnec= armadura necesaria por agotamiento a flexión

Asmin= armadura mínima por rotura frágil a flexión

Asgmin= cuantía geométrica mínima

Asr= armadura dispuesta

Ab= área de la sección bruta homogeneizada

ygb= centro de gravedad de la sección bruta homogeneizada

Ib= inercia de la sección bruta homogeneizada

Mf= momento de fisuración

σsr= tensión de la armadura una vez fisurada la sección

σs= tensión de servicio de la armadura en la sección fisurada

s= separación entre armaduras

φ= diámetro de las armaduras

sm= separación media entre fisuras

εsm= deformación media entre fisuras

wk= ancho característico de fisuras

Las cuantías geométricas mínimas aplicadas para las armaduras de los muros

y soleras son el 3,2 por mil y el 50% en cada cara; para la tapa, el 1,8 por mil en cada

cara.

Las armaduras de la arqueta se organizan de forma que se garantice la

continuidad de esfuerzos en los nudos.

A tal efecto, se disponen unas armaduras de esquina específicas, y unas armaduras

de paño, que pueden premontarse, y solapan con las primeras.

Cada armadura, de esquina o de paño, consta de una armadura base, y una

armadura de refuerzo que se intercala entre la armadura base.

El esquema de armado de la arqueta se representa en las figuras adjuntas.

Las armaduras de cortante tendrán la forma y disposición que se indica en las

figuras:

armadura base

armadura de refuerzo

distancia libre entre la parrilla exterior e

interior

longitud de anclaje

parrilla interior

parrilla exterior

s1= separación entre sillas en el plano de las sillas

0,15s2= separación entre los planos de las sillas

perspectiva de unas "sillas" de cortante

0,15

plano de las sillas (paralelo a cada lado de apoyo de la placa)



ANEJO Nº 12: SERVICIOS AFECTADOS Y REPOSICIONES. Página 1

SERVICIOS AFECTADOS.

Los diversos servicios que resultan afectados por las obras son:

Redes de Agua.

La información analizada ha sido facilitada por APEMSA; según esta, desde el p.k.

inicial hasta el cruce con la carretera N-IV, existe una red de agua paralela al trazado de

la conducción, que pudiera verse afectada por la excavación o por la traza de la

conducción proyectada. Se trata de una tubería de fibrocemento de diámetro ∅450 mm.

Se prevé un cruce con una derivación de esta red, de FD ∅200 mm, en el cruce con la

Avenida Diputación. Así mismo, en el cruce con la carretera N-IV se afecta una tubería

FD ∅300 mm, con la que se cruza, y discurre paralela a la conducción de la

Confederación Hidrográfica del Guadalquivir, que también resulta afectada.

De la información obtenida, no se prevén mas afecciones hasta llegar al Polígono

el Palmar, donde se prevén diversos cruces con tuberías de FC ∅200 mm y ∅100 mm,

existentes en la calle Francisco Cossi Ochoa. No obstante estas ultimas quedan fuera de

fase objeto del presente proyecto.

Se desconoce la profundidad de las redes de abastecimiento, por lo que

previamente a la ejecución de las obras será necesario proceder a su localización exacta

mediante la apertura de catas, determinando si será necesario el desvío de la red de

aguas, o tan solo la protección y desvío provisional de las mismas durante la ejecución de

las obras.

Red de Saneamiento.

De la información facilitada por APEMSA no se observan inferencias con redes de

saneamiento distintas de las que son objeto de este proyecto.




Las conducción de aguas pluviales que se interceptan quedan incorporados a la

conducción proyectada. Su incorporación se realizará a las arquetas señaladas en los

planos. Las conducciones de aguas fecales se desvían, quedando estos desvíos

recogidos en el proyecto

En todo caso será necesario garantizar el servicio durante la ejecución de las

obras, por lo que las mismas se programarán de forma adecuada y se establecerán los

desvíos necesarios, así como se adoptarán las medidas de protección y mantenimiento

necesarias.

Electricidad.

De la información facilitada por la Cia. Sevillana de Electricidad, se aprecian

afecciones con redes de alta y media tensión subterráneas que será necesario cruzar.

En la barriada de Pinillo Chico, cruzamos una red de media tensión subterránea,

proveniente de la avenida de Diputación.

De la ubicación de las redes subterráneas de baja tensión no se tiene información, pero

es posible que alguna resulte afectada.

Por tanto, previamente a la ejecución de las obras se procederá a la localización

exacta de dichas redes, contactando con la compañía explotadora para definir las

medidas de protección y forma de ejecución de los trabajos en los cruces. Además se

adoptarán las medidas de protección, reposición, mantenimiento y desvío, tanto

provisionales como definitivas, de las redes afectadas.

Gas Natural.

No existe red de gas afectada por las obras.




Teléfono

De la información obtenida de la Cia. Telefónica no se prevén cruces con redes

de telefonía subterráneas en esta fase.

No obstante , previamente a la ejecución de las obras se contactará con

Telefónica y se procederá a la localización exacta de dichas redes, definiendo dicha

compañía las medidas de protección y forma de ejecución de los trabajos en los cruces.



Cable y telecomunicaciones.

Previamente a la ejecución de las obras se contactará con las compañías

explotadores y se procederá a la localización exacta de dichas redes caso de que estas

existieran en la zona, definiendo dicha compañía las medidas de protección y forma de

ejecución de los trabajos en los cruces.






REPOSICIONES.

Las obras que comprenden el presente proyecto cruzan la calle Pintor Juan

Manuel Sanchez Fernández. Se prevé realizar el cruce a cielo abierto, por lo que se

contactará con los responsables del Ayuntamiento para coordinar los cortes de tráfico

necesarios. Se procederá a la reposición del firme existente.



ANEJO Nº 13: REPLANTEO. Página 1

REPLANTEO.

Se definen planos de planta del trazado de las conducciones con los P.K así como

con las coordenadas X e Y en coordenadas UTM de los puntos significativos del eje.

Las coordenadas de replanteo del eje de la conducción son las siguientes:

PK Xp Yp Zp AZp

0+000.00 748910,45 4055567,83 8,23 84.5936

0+021.47 748931,30 4055572,98 8,08 84.5936

0+058.47 748967,38 4055581,17 7,82 85.7907

0+081.60 748990,36 4055583,79 7,66 92.7571

0+129.02 749037,78 4055583,59 7,32 100.2751

0+162.49 749070,85 4055578,45 7,09 109.8196

0+177.90 749085,59 4055573,97 6,98 118.7883

0+177.90 749085,60 4055573,96 6,98 118.7883

0+201.59 749108,26 4055567,08 5,41 118.7883

0+234.86 749139,44 4055555,45 5,15 122.7188

0+269.56 749168,89 4055537,12 4,87 135.4429



ANEJO Nº 13: REPLANTEO. Página 2


LA FLORIDA. FASE I. (EL PUERTO DE SANTA MARÍA)




ANEJO Nº 14: COODINACIÓN CON ORGANISMOS. Página 1

COORDINACIÓN CON ORGANISMOS.

Durante la ejecución de los trabajos, será necesario contactar con los diversos

organismos y empresas gestoras de servicios para coordinar las diversas actuaciones

necesarios.

(Telefónica, Jazztel, Gas, Sevillana Endesa, ....).

Igualmente será necesario coordinar con el Exmo. Ayuntamiento de El Puerto de Santa

María los cortes y desvíos de trafico necesarios puntualmente para la realización de las

obras.



ANEJO Nº 14: COODINACIÓN CON ORGANISMOS. Página 2



ANEJO Nº 15: EXPROPIACIONES



ANEJO Nº 15: EXPROPIACIONES Página 1



ANEJO Nº 15: EXPROPIACIONES Página 2

EXPROPIACIONES

Las obras proyectadas discurren en su totalidad por terrenos de dominio público,

por lo que no es necesario realizar expropiaciones.



ANEJO Nº 16: PLAN DE OBRAS



ANEJO Nº 16: PLAN DE OBRAS Página 1

PLAN DE OBRAS.

En el presente anejo se diseña un plan de trabajo, después de un proceso de

planificación, para así obtener la distribución más adecuada de los distintos trabajos a

realizar en la obra.

Mediante el plan o programa de trabajo se conoce el calendario de ejecución, y en

consecuencia, las fechas probables de inicio y fin de cada trabajo, en función de la

duración de los trabajos definidos en el plan.

Las tareas o trabajos se crean con los recursos necesarios para cada uno de

ellos. A cada tarea se le asigna un rendimiento medio. Una tarea puede estar compuesta

por una o varias partidas de obras.

Las tareas se relacionan entre ellas mediante vínculos. Estos vínculos viene

definidos por una buena distribución en el tiempo de las tareas, de modo que, no se

realice una actividad si antes no se han terminado otras que se consideren predecesoras.

Así se conseguirá una correcta ejecución de las obras, como se describe en el

anejo de control de calidad y por otra parte se podrán ejecutar varias tareas a la vez,

siempre que sea posible.

El programa planifica los trabajos en función de dos factores, entre los que se

debe buscar un cierto equilibrio.

Por un lado, se busca la realización de distintas tareas a la vez y buenos

rendimientos para optimizar el tiempo de fin de proyecto, y por otro lado, se deben

optimizar los recursos en el tiempo. En la presente programación tiene más peso el

primer factor, sin que esto quiera decir que no se intente optimizar los recursos.

El plazo de ejecución de las obras se fija en DIEZ (3) MESES.



ANEJO Nº 16: PLAN DE OBRAS Página 2

DIAGRAMA DE GANTT.

A continuación se muestra un diagrama de Gantt, que da idea de la posible

duración y distribución de los trabajos.

Este programa de trabajos es de carácter orientativo, debiendo presentar el

contratista su propio programa de acuerdo con sus medios y métodos de ejecución.

PROYECTO DE CONSTRUCCIÓN DE (EL PUERTO DE SANTA …

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