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En la presente tesis doctoral se propone desarrollar, construir y validar experimentalmente un nuevo Concepto de Puente de Vigas Hinchables Ligero, Modular y Portátil (PVH-LMP) para el transporte en superficie de vehículos, que utiliza como elemento básico estructural para aguantar las cargas vigas hinchadas con aire a baja presión fabricadas con tejidos compuestos de altas prestaciones.
A pesar de las características prometedoras del concepto, este tipo de vigas todavía no han llegado al mercado, y están limitadas a usos académicos y en grupos de investigación lejos del sector industrial productivo. Prototipos a escala de PVH-LMP, utilizando gran variedad de tejidos comerciales, han sido construidos por Buildair en los últimos años y usados para demostrar la viabilidad del concepto de dichas vigas.
Con el fin de alcanzar estos objetivos, el trabajo desarrollado en esta tesis se ha llevado a cabo en diversas fases:
En la primera fase (capítulo 2) se analiza el estado del arte en lo referente a estructuras hinchables, así como las alternativas utilizadas actualmente como puentes portátiles de despliegue rápido, comparadas con la propuesta actual.
En una segunda fase (capítulo 3) se estudia en profundidad el concepto estructural Tensairity a través de las referencias previas para poder adaptarlo al diseño del PVH-LMP. Asimismo se han estudiado las posibles normativas aplicables para esta tipología de estructuras.
A partir de las conclusiones obtenidas en las dos primeras fases, en la tercera fase (capítulo 4) se lleva a cabo un estudio y selección de alternativas de diseño, así como un cuidado estudio de los materiales, teniendo en cuenta todos los requisitos que se deben cumplir.
Con los requisitos claros, la cuarta fase (capítulo 5) se realizan algunos ensayos previos mediante pequeños prototipos a escala para validar experimentalmente los conceptos adquiridos en las fases anteriores, así como el software de cálculo a utilizar. Posteriormente se elabora un prediseño y cálculo de la estructura antes de obtener el diseño constructivo final con sus planos y demás elementos constructivos asociados. Como colofón del proceso se fabrica y valida experimentalmente un prototipo a escala real de una viga de PVH-LMP de 14 metros de longitud capaz de resistir el paso de vehículos de hasta 30 toneladas de peso. Tras los ensayos de esta primera viga, gracias al conocimiento adquirido se ha procedido a la elaboración de un rediseño y fabricación de un segundo prototipo de viga de PVH-LMP, la cual ha sido también testeada. Por último se han estudiado aspectos de operatividad transportando y montando el prototipo de PVH-LMP en un evento real de demostración.
La quinta fase de esta tesis (capítulo 6) ha sido dedicada a analizar las perspectivas industriales de este tipo particular de puentes a través de un pequeño estudio de mercado, análisis coste-beneficio y estudio de viabilidad económica en comparación con las principales soluciones alternativas actuales.
En una última fase (capítulo 8) se ha revisado todo el trabajo hecho identificando los aspectos a mejorar con el fin de adaptar el prototipo de PVH-LMP para su futura comercialización y uso en situaciones prácticas reales.
Carles Estruch i Tena, Dr. Eugenio Oñate , Dr. Benjamín Suárez , Javier Marcipar
Barcelona, Febrero 2016
Los cientos de millones de víctimas, los miles de millones de Euros que cuesta anualmente y las consecuencias en la vida humana que ocasionan los desastres naturales como terremotos e inundaciones, hace hoy más que nunca importante tomar medidas de prevención, acción estratégica y reconstrucción. Uno de los problemas más graves es la destrucción de vías de transporte que imposibilitan una evacuación de emergencia, el abastecimiento de recursos y la reconstrucción de las zonas destruidas, dejando grandes concentraciones de seres humanos incomunicados y sin ayuda.
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Ejemplos de puentes destruidos debido a catástrofes naturales |
La construcción de puentes es una tarea que normalmente puede llevar meses o incluso años, por eso en estos casos las alternativas de puentes temporales de despliegue rápido son indispensables. Sin embargo las limitaciones de peso, portabilidad e instalación continúan siendo un gran impedimento y generan grandes dificultades operativas.
Históricamente, los usuarios y proveedores principales de este tipo de soluciones han sido el ejército, los organismos internacionales responsables de la ayuda humanitaria en las catástrofes y las constructoras.
Precisamente éstas últimas, las constructoras, también pueden requerir puentes temporales como elemento auxiliar en obra, con lo que también puede haber grandes posibilidades operativas y comerciales en este sector. Por otro lado se puede pensar en utilizar este tipo de puentes como una aplicación con valor añadido para los nuevos materiales.
Con el objetivo de resolver los problemas operativos comentados anteriormente, se pretende desarrollar la tecnología neumática patentada con el nombre de Tensairity para la fabricación de un prototipo de "Puente de Vigas Hinchables Ligero, Modular y Portátil" (PVH-LMP). Una vez construido será el puente temporal más ligero, modular, transportable y fácil de montar disponible, con mucha mejor relación carga/peso en comparación con las alternativas de despliegue rápido existentes.
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Simulación del Puente de Vigas Hinchables
Ligero, Modular y Portátil |
Los principales retos en el desarrollo del nuevo PVH-LMP son el uso de tejidos ultra-resistentes para el elemento hinchable, el uso de materiales polímeros o de otro tipo como alternativa a los cables en el elemento de tracción, el incremento de capacidad resistente en comparación con estructuras de acero convencionales, el uso de nuevos elementos de compresión en las vigas permitiendo su plegado después del deshinchado, asegurar la supresión del pandeo en el elemento de compresión mediante una mejora en el apoyo elástico aportado por el tubo hinchable, mejorar la extraordinaria ligereza y adaptabilidad permitiendo un rápido y simple montaje y desmontaje, así como un reducido volumen de almacenamiento y fácil transporte. Estas propiedades únicas harán del PVH-LMP un producto extremadamente atractivo para el transporte en superficie de vehículos, así como para muchas otras aplicaciones en ingeniería civil.
Más de la mitad de las superciudades a nivel mundial (aquellas con poblaciones entre los 2-15 millones de habitantes), están en grave riesgo de ser afectados por un terremoto de gran intensidad (7 grados o mayor) según advierte Eric Calais, Sismólogo del programa de desarrollo de las Naciones Unidas (UNDP) [2,3]. Estas ciudades también se encuentran a merced de catástrofes sociales e incuantificables pérdidas económicas derivadas de los desastres naturales. En tan sólo 35 segundos, el terremoto a Haití de 2010 dejó pérdidas superiores al 100% del PIB y varios huracanes entre 2004 y 2008 habían costado ya más del 25% del mismo.
Según un estudio del Fondo Monetario Internacional (FMI), en los últimos años, las pérdidas económicas causadas por los desastres naturales han promediado 40.000 millones de dólares al año (estudio a 10 años que no considera los más de 100.000 millones de dólares de 1999 y la escalada de crecimiento anual de los últimos años [4]), lo que implica un crecimiento real de más de siete veces en relación a las pérdidas por estos fenómenos en los años sesenta (Freeman, Keen y Mani, 2003) [5].
Se estima que por cada 1$ dedicado a la preparación de los distintos agentes involucrados en los desastres se pueden salvar entre 4 y 7 de pérdidas. En cualquier caso el dinero siempre es más efectivo si es empleado antes de los desastres [6]. Para una carretera y para la reparación de los puentes en la Carretera Nacional 7, solamente considerando el terremoto de Haití en 2010, se deberían haber asignado cerca de 20.000.000 para el proyecto de reconstrucción de 4 puentes. Debemos tener en cuenta que este es el presupuesto que debería dedicar Haití, el país más pobre en el hemisferio occidental y una nación en la cual más del 80% de la población vive en condiciones de pobreza (gana menos de 2 dólares al día) [7], cuyo PIB asciende a 6.900 millones de dólares. En Estados Unidos (EEUU) y sin tomar en cuenta datos de desastres naturales, el número de puentes defectuosos u obsoletos es superior a 170.000, cerca de un 30% de los puentes del país [8]. La reparación de puentes y el tiempo de planeación y ejecución de dichas reparaciones requieren alternativas para la comunicación y los puentes ultraligeros de acción rápida pueden ser la solución perfecta. El número de personas damnificadas cada año por desastres naturales supera los 300 millones y se incrementa aceleradamente conforme la población mundial continúa moviéndose hacia las grandes ciudades. Según datos de la UNFPA (Fondo de Población de las Naciones Unidas) en 2008 la mitad de la población mundial 3.300 millones de personas ya vivían en comunidades urbanas, el número se espera que crezca a 5.000 millones para 2030 (un incremento superior al 50% y que representa más del 80% del total de la población mundial 2011). El efecto del número de personas que viven en comunidades urbanas y el crecimiento de la urbanización son de acuerdo a los expertos dos de los elementos de mayor riesgo en caso de desastres naturales. En 2002 el Parlamento Sudafricano abordó un presupuesto superior a 3 millones de Euros para la adquisición de un stock temporal de puentes de emergencia de distintos tamaños para cubrir 14 de los más de 262 pasos destruidos por las inundaciones [9].
Las estructuras hinchables han sido utilizadas por ingenieros y arquitectos desde hace varias décadas. Este tipo de estructuras ofrecen soluciones ligeras con una eficiencia estructural relativamente alta y proporcionan características que ningún otro tipo de estructura posee. El montaje y desmontaje de las estructuras hinchables es rápido gracias al sencillo proceso de inflado y desinflado, y su peso, las necesidades de transporte y el volumen de almacenamiento son mínimos. Uno de los principales inconvenientes de las estructuras hinchables es su limitada capacidad de soportar carga. Cargas ciertamente significativas demandarían altas presiones de hinchado de la estructura, lo que conduce a tensiones muy elevadas en la tela que sólo pueden ser resistidas por telas especiales y en consecuencia mucho más caras. En estos casos, debido al gran incremento en la presión de las estructuras, la estanqueidad, control de presión y seguridad se vuelven temas muy delicados para las aplicaciones prácticas. Se han realizado diferentes esfuerzos para desarrollar estructuras hinchables formadas por ensamblaje de tubos de alta o baja presión para una variedad de aplicaciones terrestres. Las primeras aplicaciones de estructuras hinchables por parte de Buildair se desarrollaron en el marco del proyecto europeo INFLAST, coordinado por CIMNE y el proyecto SPILLREC, coordinado por Buldair (CIMNE fue socio en este proyecto). Este esfuerzo ha continuado en los últimos años: Marcipar et al. (2000, 2005) y Oñate et al. (2008), ayudando así a la penetración de las estructuras hinchables en el mercado. Sin embargo, el uso de estructuras hinchables de baja presión como vigas o componentes en puentes no ha sido explotada hasta ahora, debido principalmente a la necesidad de mejorar el rendimiento de los elementos hinchables de baja presión para ser capaces de sostener grandes cargas externas.
En estas últimas décadas, se ha realizado un importante trabajo analítico y experimental en el campo de los materiales compuestos textiles y las estructuras hinchables. Los primeros tejidos se implementaron en aplicaciones arquitectónicas a finales de 1960 por Bird (1967), quien desarrolló membranas estructurales y estructuras hinchables con ellas, construyendo varias cúpulas neumáticas. Bulson (1973), Herzog (1976), Firt (1983) y Bernasconi y Reibaldi (1986) realizaron revisiones sobre aplicaciones de membranas en inflables. Sobek y Speth (1995) publicaron detalles de fabricación, así como detalles constructivos. Karwath et al. (2007) aplicaron ecuaciones constitutivas en materiales ortótropos y llevaron a cabo experimentos de tensión biaxial para extraer parámetros de rigidez en el plano de materiales tipo membrana sometidos a distintas cargas variables en el plano. Específicamente en el ámbito de vigas hinchables, Topping (1963) y Douglas (1969) estudiaron la respuesta estática bajo cargas de flexión, mientras que el problema de la formación de arrugas fue estudiado inicialmente por Comer y Levy (1962), Webber (1982) y Main et al. (1994). Liu et al. (2001) desarrollaron un modelo modificado de material para estudiar la formación de arrugas en las estructuras de membrana y estudiaron vigas hinchables en voladizo sometidas a cargas puntuales y a torsión. Veldman et al. (2005) determinaron experimentalmente módulos de elasticidad en el plano y coeficientes de Poisson de materiales textiles, y predijeron y midieron el efecto de la presión interna en relación a la deflexión de las vigas hinchables en voladizo. Varios autores han desarrollado elementos finitos 2D para predecir la respuesta estática de estructuras hinchables: Oden y Sato (1967), Kyriakou et al. (1996), Bonet (2000). Wielgosz y Thomas (2002, 2003) desarrollaron una solución analítica para un elemento finito de viga hinchable tipo Timoshenko y predijeron deflexiones a lo largo de la longitud de la viga, así como las cargas para la formación de arrugas en las vigas hinchables a altas presiones internas sometidas a flexión en 3 puntos. Davids (2007) desarrolló un elemento finito de viga de Timoshenko teniendo en cuenta materiales textiles sometidos solamente a tracción. A nivel del material textil, Cavallaro et al. (2003) desarrollaron modelos de células unitarias teniendo en cuenta la fricción entre hilos entrecruzados de la tela y los utilizó para predecir en el plano las constantes elásticas de los tejidos utilizados en inflables como una función de la presión interna. Otros investigadores también han estudiado experimentalmente el efecto del tipo de material, la presión de hinchado y la velocidad de carga en relación a la deflexión en el centro en las vigas sometidas a flexión en 4 puntos. Woo y Whitcomb (1993) predijeron tensiones en el plano y perpendiculares a éste en el contorno de fibra en placas de tejidos compuestos consistentes en fibras de carbono y matriz de resina. Jenkins y Korde (2006) publicaron el estado del arte en referencia a la respuesta dinámica de membranas. Diaby et al. (2004) y Plagianakos et al. (2009) estudiaron la respuesta estática de tubos hinchados con aire sometidos a cargas de compresión axiales y predijeron cargas de pandeo para diversos niveles de presión de aire interna y los compararon con resultados experimentales. La respuesta estática de una viga hinchable de alta resistencia bajo cargas de flexión ha sido estudiada numéricamente y experimentalmente por Luchsinger et al. (2006, 2008, 2010). Específicamente estudiaron el efecto de la presión de aire interno en la deflexión y distribución de la fuerza axial a lo largo de la viga y compararon mediciones experimentales con una solución analítica y predicciones de elementos finitos. La nueva tecnología de vigas hinchables de alta resistencia permite desarrollar una nueva generación de estructuras hinchables de baja presión para aplicaciones en nuevas áreas tales como el Nuevo Concepto de Puente de Vigas Hinchables Ligero, Modular y Portátil que se desarrolla en la presente tesis. A pesar de la intensa labor de I+D mencionada anteriormente, están disponibles muy pocos resultados experimentales y numéricos para estructuras con vigas y membranas hinchables. Las pruebas, que se estudian y realizan en el marco de esta tesis, proporcionan una estimación del potencial de uso de las estructuras hinchables como estructuras temporales.
A modo general, algunas de las alternativas existentes son: el puente Bailey, con limitaciones de peso, transporte e instalación; los puentes modulares que aunque mejoran en velocidad de montaje, no lo hacen en peso y cualificación del equipo de construcción; y otros puentes desplegables en forma de tijera que requieren de vehículos de gran peso y tamaño para transportarlos y extenderlos [BB86,MGB89,AVLB,Wolv,ESB,DSB,MarEq09]. La mayor parte de las alternativas de puentes temporales, entre los cuales el más común y utilizado es el Bailey, requieren el transporte de grandes cargas con numerosos componentes o módulos, llevados a la zona de desastre en vehículos pesados para posteriormente ser armados con maquinaria pesada y personal cualificado y finalmente instalados y posicionados con grúas pesadas o helicópteros. Se puede descomponer el problema de la utilización del puente de emergencia en tres partes:
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Figure 3: Características de las alternativas de puentes existentes |
Hoy en día, uno de los campos de investigación que se encuentra en auge es la aplicación de estructuras hinchables como solución a situaciones que demandarían estructuras temporales. En los últimos años las estructuras hinchables han evolucionado mucho, demostrando que pueden tener casi cualquier forma para cubrir grandes superficies con baja presión. El problema técnico, sin embargo, es que no existía solución para el caso de las vigas hinchables, membranas cilíndricas con aire a presión, debido a las serias limitaciones de carga que tienen.
La solución pasa por la tecnología Tensairity [LuPe04BP,LuPe04FE,Pe04,LuCre08,Lu09,LuTe09,WePla10], la cual se basa en la combinación sinérgica entre cables, elementos de compresión, membranas y aire a baja presión (figura 4). En Tensairity, compresión y tracción están físicamente separados por una membrana de tejido hinchada a baja presión, el fin de la cual es, por un lado pretensar el elemento de tracción, y por el otro estabilizar el elemento de compresión frente al pandeo. Esto permite llevar al material hasta su límite plástico, tanto para tracción como para compresión, dando como resultado vigas que pueden ser varios órdenes de magnitud más ligeras que sus homólogas metálicas convencionales, manteniendo siempre su misma capacidad de carga. La propiedad más importante de Tensairity es que el aire a presión es independiente del espesor de la viga y de la luz de la estructura. Su estabilidad está determinada por la tensión en la tela, la cual es proporcional a la presión interior del tubo.
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Figure 4: Esquema conceptual de la tecnología Tensairity
(Tensairity = Tension + Air + Integrity) |
El nuevo concepto de viga inflable soluciona el problema de limitación de carga de las estructuras hinchables simples ya que la capacidad de carga de Tensairity es, en orden de magnitud, más elevada que en una viga de aire tradicional. Su capacidad de carga es tan alta que con una presión interior de 200 mbar es posible construir puentes temporales para soportar cargas de transportes pesados.
Las estructuras de Tensairity tienen multitud de propiedades interesantes. La mayor ventaja respecto las vigas convencionales de acero es su ligero peso, así como la posibilidad de un transporte y almacenaje compacto además de un montaje rápido y fácil.
Adicionalmente, este Puente de Vigas Hinchables Ligero, Modular y Portátil (PVH-LMP), es innovador en su adaptabilidad tanto para el uso de materiales ligeros muy baratos (madera, madera balsa, sándwiches de materiales compuestos, etc.) como de sofisticados y de reciente creación basados en fibra de vidrio, fibras y nanotubos de carbono.
Como resumen, los principales elementos diferenciadores que ofrecen este tipo de puentes son:
Debido al diseño no habitual de este tipo de estructuras hinchables temporales usadas como puentes para vehículos, se lleva a cabo un estudio de las distintas normativas que pueden ser de aplicación, con la intención de que el Puente de Vigas Hinchables Ligero, Modular y Portátil (PVH-LMP) pueda tener alcance internacional.
En primer lugar se analizan las normativas civiles vigentes para la construcción de puentes en España, la IAP-11 [10]; Europa, el Eurocódigo 1 - Parte 3 [11] y Estados Unidos, la AASHTO [12], así como varias normativas, acuerdos y manuales militares que puedan ser aplicables en nuestro caso de estudio y que se explican a continuación [13,14,15,16,17]. Posteriormente se estudian los trenes de cargas de diseño para cada una de ellas con el fin de obtener una referencia comparativa y seleccionar la que mejor se adapte a las necesidades del proyecto.
La construcción de puentes civiles está perfectamente definida en varios países mediante las normativas anteriormente citadas [10,11,12], aunque este diseño no se aplica en puentes permanentes. Es por eso que basar el diseño teniendo en cuenta referencias militares puede proporcionar una dimensión más directa dado el potencial de uso de esta tecnología para puentes hinchables de despliegue rápido en caso de empergencias. Las principales referencias a considerar en este aspecto son dos: "Trilateral Design Test Code for Military Bridging and Gap Crossing Equipment" [13] y "Military Nonstandard Fixed Bridging Field Manual" [14]. Éstos, a su vez, se basan en un sistema estandarizado de clasificación y señalización de vehículos y puentes acordado por los países de la OTAN, conocido como MLC (Military Load Classification), que se materializa en dos acuerdos de estandarización (STANAG = Standarization Agreement): "Military Load Classification of Bridges, Ferries, Rafts and Vehicles (STANAG No. 2021)" [15] y "Military Load Classification Markings (STANAG No. 2010)" [16].
En estos dos últimos documentos, como ya se ha comentado, la idea básica es establecer un sistema estándar de valoración de cargas de los distintos vehículos y puentes militares, de forma que las distintas fuerzas armadas de los países de la OTAN usen un criterio común en sus operaciones. En el segundo caso [16] se indica un sistema de señalización de la carga de los vehículos y la que pueden soportar los puentes, mientras que en el primero [15] se establece una clasificación denominada MLC. Se presentan 32 tipos de vehículos teóricos (16 con orugas y 16 con neumáticos), catalogados entre MLC 4 y MLC 150, donde estos valores indican el peso del vehículo de orugas en toneladas cortas. A su vez se prevé la opción de distintos modos de cruce (normal, caution and risk crossing), donde se pueden requerir condiciones menos estrictas o no cumplir algunas: velocidad máxima (5km/h), excentricidad, anchura, condiciones geométricas, sólo cruce de un vehículo a la vez, obligación de conducir justo por el centro del carril guiado por algún responsable, prohibición de frenar y/o acelerar y/o cambiar marchas, etc., aunque siempre debe haber una señalización especial para estos casos. En estas referencias a los puentes militares se remarca que los factores de seguridad suelen ser bajos y los límites de peso minimizan el sobrediseño, con lo cual aparte de las cargas de los vehículos hace falta considerar las cargas secundarias, así como el hecho que todas estas cargas dependen del tipo de puente o su uso, así como los códigos de cada país.
Entrando más en detalle en las normativas militares básicas a seguir, el "Trilateral Design Test Code" [13] es un código acordado entre Alemania, Reino Unido y Estados Unidos, también de consulta para el "Quadripartite ABCA (American, British, Canadian, Australian and New Zealand Armies' Program)", que está centrado en puentes 100% desplegables, los cuales se identifican como puentes estándar dentro del ámbito militar estadounidense. Se especifica claramente que , así como que este código anula cualquier otro estándar nacional relacionado con los puentes militares. Se adjunta información, aunque no completa, sobre del uso de materiales compuestos con fibras, así como la posibilidad de diseño de estructuras inusuales bajo responsabilidad del ingeniero. En el código no se especifica ningún tren de cargas tipo en particular, sino varios trenes de cargas según la clasificación MLC comentada anteriormente. Por todas estas razones este código se considera apropiado para este proyecto.
En cuanto a la otra referencia militar "Military Nonstandard Fixed Bridging Field Manual" [14], cabe destacar que es un manual de campo usado por el ejército estadounidense que cubre el análisis y diseño de puentes fijos no estándar. El término "no estándar" define sistemas que no son completamente desplegables, es decir, todo el puente o porciones del mismo son construidas in-situ. El manual trata con los métodos para construir puentes de uso militar temporales (3 a 5 años) según la clasificación MLC propuesta por la OTAN. Es por estos motivos que este manual puede una guía para el diseño propuesto en este proyecto, ya que ciertas partes del puente serán completadas in-situ.
En cuanto a las cargas de diseño se han estudiado los vehículos tipo para cada una de las normativas anteriores [10,11,12,13,14], las cuales se comentan a continuación:
La idea del PVH-LMP es establecer unos requerimientos de carga que abarquen en la medida de lo posible todas estas normativas de forma que sea aceptado internacionalmente. Dado el potencial de mercado en el caso militar estadounidense, así como las características especiales de este tipo de puentes y su carácter internacional, se decide tomar como los requerimientos de diseño de la , la cual toma como referencia la clasificación de vehículos MLC. Concretamente se establecerá como , puesto que es el más similar al vehículo tipo de la AASHTO. En la figura 5 se muestran las características de este vehículo.
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Figure 5: Características del vehículo MLC 30 |
El puente a fabricar debe tener una luz de 14 metros y, tomando como referencia la comparativa de alternativas de puentes existentes, un ancho de unos 4 metros. Como primera aproximación, un equilibrio entre criterios estéticos y de eficiencia estructural para puentes soportados por cables en su parte inferior aconseja excentricidades máximas del orden de 1/10 de la luz [18], con lo cual se adoptará un diámetro de tubo que proporcione una altura alrededor de 1,40 metros en el centro de la viga.
La teoría básica de Tensairity [19] consiste en una viga cilíndrica hinchable, una riostra (elemento de compresión) fuertemente conectada con la membrana a lo largo de la viga y como mínimo un par de cables (elemento de tracción) en espiral alrededor de la viga acoplados firmemente con el elemento de compresión en sus extremos (figura 6(a)). Posteriormente se han llevado a cabo estudios [20,21] de vigas con otras formas como se muestra en la figura 6.
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Figure 6: Formas viga Tensairity: (a) Cilindro, (b) Cigarro,
(c) Huso textil simétrico, (d) Huso textil asimétrico |
Este modelo de viga Tensairity presentado con el elemento a compresión, el cable en forma helicoidal, y la tela con baja presión es un modelo simple pero no el más eficiente. El aspecto más importante es la influencia no deseada del cable sobre el elemento a compresión en la región de soporte. Además, la carga que actúa sobre el primer cuarto de la viga causa grandes deflexiones ya que en ese lugar el cable no contrarresta lo suficiente. Para vencer este problema se pueden añadir más cables a la estructura tal como muestra la figura 7(a). De todas formas, todavía se pueden hacer mejoras.
La mejor forma posible para aguantar la carga en estructuras de grandes luces utilizando sólo la compresión es el arco, de esta forma se puede adaptar la forma de la membrana hinchable a la nueva forma del cable. La forma resultante es la figura 7(b).
Según la teoría se sabe que cuanto más grande sea el radio de curvatura del cable, más largo debe ser éste y más contacto habrá con la fuerza. Teóricamente, la mejor curva posible es, por lo tanto, una línea recta. Degenerando los extremos del tubo en puntos, el cable en espiral se reduce a una línea curva (figura 7(c)), mientras que si estiramos el cable se obtiene la forma asimétrica de la figura 7(d).
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Figure 7: Evolución formas viga Tensairity: (a) Cilindro con refuerzo de
cables, (b) Cigarro, (c) Huso textil simétrico, (d) Huso textil asimétrico |
Según estudios numéricos llevados a cabo [20], las formas de uso textil poseen mayor rigidez y su deflexión es hasta 6 veces menor que con la forma cilíndrica inicial. Es por esta razón que se decide adoptar la forma de huso textil como parámetro de diseño de las vigas del puente.
En este punto surgen varias opciones de diseño de la viga, por un lado está la idoneidad de curvar más o menos los elementos de compresión y de tracción, es decir, considerar el elemento de compresión curvado y el de tracción recto (figura 7(d)) o el caso opuesto con el elemento de compresión recto y el de tracción curvado. Otra opción es adoptar un caso intermedio como el de la figura 7(c). A continuación se discuten los pros y contras de las dos opciones extremas discutidas.
INCONVENIENTES:
VENTAJAS:
INCONVENIENTES:
Dado que no está claro cúal de las opciones es mejor, se propone estudiarlas todas y sacar conclusiones más adelante.
Mientras, por otro lado está la duda sobre cómo debe ser esta curvatura. Las dos principales opciones son: arcos de circunferencia o parábolas. Por una parte, la ley de momentos flectores tiene forma parabólica, con lo cual la parábola puede absorber perfectamente estos esfuerzos sin malbaratamiento de material. Por otra parte, dado que se pretende construir un puente modular, el arco de circunferencia ofrece la posibilidad de diseñar las piezas del puente de forma que sean todas iguales, facilitando el proceso de fabricación de éstas y montaje posterior del puente. Considerando las medidas establecidas para el puente (luz 14 m y altura del tubo en el centro 1,4 m), en la figura 8 se puede observar que la diferencia entre estas dos formas es prácticamente inexistente, ya que en el centro del puente se obtiene una desviación máxima de 14 mm. Es por esto que, dado que los requerimientos constructivos son el punto más complejo, se decide usar el arco de circunferencia en el diseño del tubo hinchable y los elementos de tracción/compresión.
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Figure 8: Comparativa forma tubo hinchable |
Anteriormente se ha adoptado una altura de tubo de alrededor de 1,40 m en el centro de la viga. Dado que el tubo va en contacto con la capa de compresión, no tiene una forma circular perfecta, con lo cual es necesario definir una sección transversal tipo.
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Figure 9: Definición de la sección transversal central de la viga |
En la figura 9 se observa un estudio de la forma que adopta un tubo circular perfecto de 1,40 m de diámetro aplastado sobre una plataforma de 1,40 m de anchura. Se puede observar que su altura es de 1,15 m, lo cual no interesa ya que se requerirá mucha mayor presión de hinchado. En su lugar se decide escalar el tubo para que la altura en el punto medio sea de 1,40 m, obteniendo en este caso una plataforma necesaria de 1,70 m de anchura aproximadamente.
El objetivo del puente es que sea modular y que su tamaño una vez desmontado sea tal que permita su transporte en los contenedores de avión estándar más pequeños. Según datos proporcionados por Airbus [22], el tamaño de estos pallets es de 88 x 54 (medidas en pulgadas), lo que viene a ser 2,235 m x 1,372 m, mientras que las medidas útiles son 84 x 50 (2,134 m x 1,270 m). La altura de los elementos transportados depende del avión, así que tomando como referencia uno de los más pequeños de Airbus (figura 10), ésta se considerará de 1,80 m, que descontando la altura del contenedor proporciona una altura útil de aproximadamente 1,70 m. Así pues, la pieza de mayor tamaño, que previsiblemente será la capa de compresión de cada una de las vigas, debe ser menor que estas medidas. Dado que una viga mide 14 m, se propone dividirla en 7 partes de 2,00 metros de largo y 1,70 m de ancho. De esta forma los elementos se pueden apilar en vertical dentro del contenedor hasta llegar a completar el ancho que queda libre de 1,270 m.
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Figure 10: Cabina de transporte de un Airbus C-212 con los pallets estándar |
Adicionalmente a lo expuesto anteriormente otro requisito importante para el puente, sobretodo por temas de seguridad, es que sea auto-resistente a su peso propio sin necesidad de presión de hinchado en el tubo.
La principal ventaja de esta estructura es su peso reducido, que puede hacerla muy competitiva frente a otros sistemas más convencionales. Por esta razón se ha planteado la posibilidad de emplear paneles de polímeros reforzados con fibra de vidrio (FRP) para el tablero y eslingas textiles de altas prestaciones para el elemento traccionado. Ambos materiales presentan una elevada relación entre resistencia y peso. Para el elemento hinchable se ha optado por membranas textiles recubiertas de PVC.
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Figure 11: Materiales seleccionados para el PVH-LMP |
Una vez definidos los materiales a usar en cada parte del puente, a continuación se especifican las características que deben cumplir, acorde con las normativas particulares en cada caso [EAE11,EC398,ASCE84,RPC02,FRP08,Temp07,Esl01].
En la figura 12 se muestran las fichas técnicas de los tejidos para la cámara interior (Plastel 8820, Mehler) y la funda exterior (Précontraint 1302s, Ferrari).
Las características de los polímeros fibroreforzados empleados en el tablero son las especificadas en la EN 13706 [23] y se resumen en el cuadro de la figura 13.
Está previsto el empleo de productos fabricados y comercializados por la empresa española Fibrotec, S.A. Se trata de perfiles en U y de paneles pultrusionados denominados Fibrotec 160.
Los perfiles presentan una altura de 180 mm, un ancho de alas de 60 mm y un espesor de 8 mm. Los paneles tienen un ancho de 300 mm y un canto de 160 mm, con tres nervios longitudinales. Cada panel se puede acoplar a los adyacentes mediante encolado de las alas machihembradas para obtener el ancho deseado.
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Figure 12: Fichas técnicas de los tejidos seleccionados para el tubo hinchable |
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Figure 13: Características del tablero de FRP |
El elemento de tracción se realizará mediante eslingas de material Dyneema. Este material tiene las propiedades indicadas en la tabla de la figura 14.
Como elementos metálicos se prevé la utilización de tornillos, chapas y barras roscadas, cuyas características mecánicas se indican en los cuadros de la figura 15.
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Figure 14: Propiedades de la eslinga de Dyneema |
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Figure 15: Características mecánicas de los elementos metálicos |
A modo de resumen a continuación se presenta de forma esquemática los requerimientos que debe cumplir el Puente de Vigas Hinchables Ligero, Modular y Portátil (PVH-LMP), ya sea por normativa o por unas líneas de diseño predefinidas:
^3. L con forma de huso textil que en el centro tiene un diámetro 2R_0 sometida a unas determinadas cargas en su parte superior, sobre el elemento de compresión (figura 16). El perfil longitudinal del tubo lo suponemos con forma circular de radio rFailed to parse (syntax error): {\textstyle para facilitar los cálculos. Otra opción sería suponerlo parabólico acorde con la ley de momentos flectores, pero en nuestro caso ambas opciones son muy parecidas tal y como se ha mostrado en el capítulo [[#4.1.1 Forma del tubo hinchable|4.1.1]]. El radio }
rLR_0:![]() |
Figure 16: Viga Tensairity simplemente apoyada sometida a la acción de cargas externas |
Por una parte el cable tiene que absorber el momento flector máximo que tendremos en el centro de la viga (figura 17). La tensión será:
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Por otra parte el cable interacciona con la membrana, soportando una fuerza normal f, que según la teoría de cables produce una tensión:
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Figure 17: Esfuerzos sobre una viga Tensairity simplemente apoyada |
Suponiendo un esquema similar al propuesto en [19] tenemos que el cable deforma el tubo hinchable según se muestra en la figura 18. La tensión circunferencial máxima en la tela se produce en el centro de la viga, y viene dada por:
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Figure 18: Deformación del tubo debido a la interacción con los elementos de tracción y compresión |
Asumiendo que el esquema obtenido es similar al que se propone en [19] tenemos que:
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donde la condición significa que asumimos que el cable no penetra en el tubo más de un 20% del radio inicial de diseño. Considerando las ecuaciones 1, 3 y 5 obtenemos la tensión en el cable debido al contacto con la tela hinchada a una presión :
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Igualando las ecuaciones 2 y 6 obtendremos la presión necesaria a la que hay que hinchar el tubo para sostener unas determinadas cargas que produzcan un momento flector máximo () en el centro de la viga:
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Según la figura 17, por equilibrio de fuerzas se obtiene que el valor de la compresión es el mismo que el de la tracción, con lo cual a partir de la ecuación 6 se deduce:
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Si consideramos una viga Tensairity donde la capa de compresión está compuesta por varios tableros, la carga de una rueda de un vehículo se repartirá sobre el tubo hinchable en una superficie igual a la del tablero (figura 19). En nuestro caso, los tableros están unidos entre sí para formar un conjunto rígido y disminuir estos efectos locales, con lo cual la carga será absorbida parcialmente por el resto de los tableros contiguos a través de sus uniones. Es por ello que si consideramos que la carga de una rueda es absorbida únicamente por uno de estos tableros estaremos del lado de la seguridad. En este sentido, si cada tablero tiene longitud y ancho , el apoyo de una rueda con una carga produce una presión local:
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Figure 19: Elemento de compresión de una viga Tensairity formada por varios tableros |
En conclusión, la presión a la que se debe hinchar el tubo para sostener unas determinadas cargas será el valor máximo obtenido en las ecuaciones 7 y 9, que consideran efectos globales y locales respectivamente.
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(10) |
A partir del modelo físico descrito en el apartado 5.10.1 se ha elaborado un procedimiento práctico mediante un archivo de Excel a partir del cual, introduciendo unos pocos parámetros básicos, se obtiene una primera estimación de los esfuerzos que deberá soportar la viga del PVH-LMP. Estos parámetros introducidos son los siguientes:
Otro dato importante que hay que agregar es el tren de cargas de diseño del puente. Para ello se ha recurrido a la normativa militar "Trilateral Design Test Code" [13] y los vehículos de diseño MLC. Los datos de estos vehículos son introducidos en otra pestaña aparte, donde se definen las cargas por eje, distancia entre ejes, carga por rueda para el caso de vehículos de neumáticos y de orugas. A partir de estos datos se obtienen los momentos flectores y cargas por rueda máximos, y son enviados a la pestaña inicial. A partir de estos datos de entrada se obtienen varios resultados, de los cuales los más importantes son:
Como experiencia práctica de referencia se ha diseñado un puente de 14 metros de largo formado por 2 vigas Tensairity con unas medidas del tubo en centro vano de 1,40 m de altura y 1,70 m de ancho. El elemento de compresión de cada viga está dividido en 7 piezas de 2,00 metros de longitud y 1,70 m de anchura. El peso propio estimado del puente es de unas 5 toneladas, mientras que el vehículo militar de diseño es el MLC 30 (peso alrededor de las 30 toneladas). El factor de seguridad recomendado por normativa para la fase de prediseño es de 1,15. Con estos datos se obtiene una estimación de la presión de hinchado del tubo, así como los esfuerzos que debe soportar cada uno de los elementos del puente, que se resumen a continuación:
En el apéndice 10 se adjuntan las hojas de Excel a partir de las que se han obtenido estos resultados.
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Figure 20: Deformación de la viga debido a la carga del vehículo de diseño MLC 30 |
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Figure 21: Tensiones en la viga debido a la carga del vehículo de diseño MLC 30 (vista superior) |
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Figure 22: Tensiones en la viga debido a la carga del vehículo de diseño MLC 30 (vista inferior) |
Con el objetivo de tener en cuenta los efectos dinámicos, que con total seguridad serán un factor importante en el PVH-LMP, se han revisado con detenimiento los requisitos impuestos según la normativa militar "Trilateral Design Test Code" [13]. Curiosamente ésta no exige ningún tipo de cálculo complejo como se podría esperar, sino que simplemente obliga a aumentar las cargas estáticas por un "Factor de Impacto", correspondiente a un incremento del 15% Literalmente la normativa define este factor como el factor aplicado a una carga estática para considerar la carga dinámica inducida equivalente, causada por el movimiento de dicha carga . Este factor de impacto aplicado a la carga de los vehículos de diseño MLC cubre velocidades de cruce de hasta 25 km/h. A falta de un estudio dinámico más exhaustivo mediante el uso de métodos numéricos avanzados, tal y como se comenta en el apartado 8 de desarrollos futuros, ésta es una primera aproximación que se ha utilizado en la presente tesis y que además está descrito en la normativa adoptada.
La estructura prototipo se ha diseñado pensando en usar exclusivamente elementos estándar existentes en el mercado, adaptándolos según las necesidades de forma para que no sea necesario fabricar piezas a medida ni realizar construcciones complejas. La estructura proyectada consta esencialmente de cuatro elementos principales:
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Figure 23: Pruebas de soldadura y costura de los tejidos |
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Figure 24: Comprobación de estanqueidad del material y las válvulas |
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Figure 25: Adherencia entre materiales y pruebas de carga de los perfiles FRP pegados |
En una primera etapa se fabricó un prototipo de una primera viga del puente con el objetivo de ensayarla frente a la acción de las cargas de diseño y medir las deformaciones, así como realizar pruebas de manipulación, transporte y montaje/desmontaje. Para ello se han realizado las siguientes tareas, las cuales están directamente relacionadas con los cuatro elementos principales de que está compuesta la estructura.
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Figure 26: Preparación de la punta del tubo hinchable con detalles para válvulas, bridas y sensores |
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File:Draft Samper 262723117-tubo5.png | ![]() |
Figure 27: Detalle de los elementos de la punta del tubo hinchable |
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Figure 28: Soldadura de la punta de la cámara interior del tubo hinchable |
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Figure 29: Soldadura del cuerpo central de la cámara interior del tubo hinchable |
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Figure 30: Cámara interior del tubo hinchable terminada |
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Figure 31: Costura de la punta de la cámara exterior del tubo hinchable |
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Figure 32: Soldadura del cuerpo central de la cámara exterior del tubo hinchable |
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Figure 33: Tubo hinchable terminado |
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Figure 34: Tubo hinchable terminado |
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Figure 35: Preparación de los perfiles FRP para la formación de los paneles del tablero de la viga |
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Figure 36: Pegado de las placas de anclaje del tubo en el interior de los laterales del tablero |
File:Draft Samper 262723117-tablero12.png | ![]() |
Figure 37: Tacos de madera y perforaciones para el paso y unión de las barras de acero longitudinales |
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Figure 38: Pegado de los perfiles FRP machihembrados para formar el cuerpo central de los paneles del tablero |
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Fabricación de los paneles FRP del tablero de la viga |
Figure 39: Fabricación de los paneles FRP del tablero de la viga |
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Figure 40: Eslinga de tejido de Dyneema el cuerpo central de los paneles del tablero |
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Figure 41: Bandas de tejido ancladas al tablero con pasadores para asegurar el contacto |
File:Draft Samper 262723117-eslinga4.png | Pieza de acero para la unión entre la eslinga y los extremos de viga |
Figure 42: Pieza de acero para la unión entre la eslinga y los extremos de viga |
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Figure 43: Apoyos de acero para los extremos de viga |
Primer prototipo de viga montado en el suelo |
Figure 44: Primer prototipo de viga montado en el suelo |
File:Draft Samper 262723117-viga3.png | File:Draft Samper 262723117-viga4.png |
Primer prototipo de viga en posición final sobre caballetes | |
Figure 45: Primer prototipo de viga en posición final sobre caballetes |
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Figure 46: Prueba de carga de la viga 1 con 8 tn |
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Figure 47: Flechas en varias secciones del tablero de la viga 1 en función de la carga (hasta 8 tn) [en metros] |
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Figure 48: Flechas en varias secciones de la eslinga de la viga 1 en función de la carga (hasta 8 tn) [en metros] |
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Figure 49: Penetración de la eslinga en el tubo y contacto tubo-tablero de la viga 1 con 8 tn de carga |
Como conclusión, después de analizar esta primera experiencia se decide sustituir la eslinga textil por las mismas barras de acero que conectan la eslinga con el tablero, extendiéndose éstas a lo largo de toda la longitud del tubo. Además esto permite alargar el tubo hinchable un poco más y, en consecuencia, poder cargar la viga más cerca de los apoyos (que también era una limitación en este primer prototipo). Igualmente, para mejorar la transferencia de esfuerzo cortante en las uniones entre paneles, se decidió aumentar la longitud de las arandelas en dichas uniones, junto con la adición de unos discos de FRP en el interior de los perfiles en U, incrementando de esta forma la superficie de contacto.
A partir de las conclusiones obtenidas en las pruebas de carga (apartado 5.3), así como de fabricación en sí (apartado 5.2) y operatividad en el montaje (apartado 5.6), en el primer modelo experimental se ha procedido a rediseñar algunas partes de la viga para fabricar una segunda que fuera más fácil de montar y con un comportamiento mejorado frente a la acción de cargas. Las mejoras introducidas se detallan en los siguientes apartados.
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Figure 50: Elemento de tracción formado por barras de acero |
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Figure 51: Aumento de la longitud del tubo hinchable |
File:Draft Samper 262723117-anillos1.png | Discos de FRP encolados sobre los perfiles en U |
Figure 52: Discos de FRP encolados sobre los perfiles en U |
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Anillos para la transmisión de esfuerzos cortantes |
Figure 53: Anillos para la transmisión de esfuerzos cortantes |
File:Draft Samper 262723117-viga1.png | File:Draft Samper 262723117-viga3.png |
Prototipo final del puente con las dos vigas juntas | |
Figure 54: Prototipo final del puente con las dos vigas juntas |
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Figure 55: Prueba de carga de la viga 2 con 10 tn |
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Figure 56: Flechas en varias secciones del tablero de la viga 2 en función de la carga (hasta 10 tn) [en metros] |
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Figure 57: Flechas en varias secciones de la eslinga de la viga 2 en función de la carga (hasta 10 tn) [en metros] |
La longitud inicial del elemento de tracción entre apoyos se ha fijado en 14,44 m (prácticamente idéntica a los 14,48 m en la viga 1). La diferencia está en que al hinchar el tubo, las barras de acero prácticamente no se alargan, con lo cual si se hincha con una presión de 240 mbar, el tablero adquiere una contraflecha excesiva (con peligro de rotura). Para evitar este efecto se trabaja con una presión de 175 mbar esta vez, más que suficiente. En los gráficos presentados se toma como referencia de medida el estado inicial sin carga (obviando en la representación la contraflecha inicial del tablero de la viga debido al hinchado, que en este caso es de 22,5 cm en el centro, frente a los 10 cm en la viga 1). Como se puede observar en los gráficos obtenidos, la máxima flecha en el centro del tablero con 10 tn de peso es de 21,0 cm, mientras que en la eslinga es de 9,7 cm. Después de 1 hora con la carga en posición, a diferencia del caso anterior, prácticamente ni se aprecia descenso en el centro del tablero (sólo 0,1 cm) ni en la eslinga (sólo 0,1cm), llegando a la conclusión que el problema de fluencia detectado en la primera viga ha sido solucionado. Para poder comparar los dos ensayos, en la tabla 1 se presenta un resumen, incluyendo las medidas de deformación para la viga 2 con una carga de 8 tn.
Flecha máxima [en cm] | |||
[2mm] Zona medida | Carga | VIGA 1 | VIGA 2 |
[2mm] Tablero | 26,9 | 18,7 | |
Eslinga | 15,7 | 8,8 | |
Tablero | - | 21,0 | |
Eslinga | - | 9,7 |
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Figure 58: Penetración de la eslinga en el tubo y contacto tubo-tablero de la viga 2 con 10 tn de carga |
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Figure 59: Modelo para la simulación numérica de la viga con 10 tn de carga |
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Figure 60: Deformación vertical de la viga con 10 tn de carga |
File:Draft Samper 262723117-transporte1.png |
Vista general y detalle de una viga montada y otra desmontada |
Figure 61: Vista general y detalle de una viga montada y otra desmontada |
Tubo hinchable plegado y bandas de amarre | Paneles de FRP desmontados |
(a) Tubo hinchable plegado y bandas de amarre | |
Figure 62: Paneles de FRP desmontados |
Eslinga y accesorios de montaje | Apoyos metálicos y placas de anclaje |
(a) Eslinga y accesorios de montaje | |
Figure 63: Apoyos metálicos y placas de anclaje |
Motor de hinchado y manguera |
Figure 64: Motor de hinchado y manguera |
A diferencia de otras alternativas de puentes de despliegue rápido, el montaje puede realizarse de forma sencilla en unas 8 horas con un equipo de 8 personas. El proceso se realiza en posición invertida en el suelo, es idéntico para las dos vigas y se puede realizar en paralelo (salvo la maniobra de giro y posicionamiento). A continuación se detalla la forma de montaje de una viga (algunas tareas, no obstante, pueden realizarse en distinto orden al aquí indicado):
File:Draft Samper 262723117-montaje1.png | ![]() |
Figure 65: Alineamiento de paneles e inserción de barras de acero longitudinales |
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Figure 66: Colocación de las arandelas para transmisión de esfuerzo cortante |
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Figure 67: Colocación de apoyos metálicos y apriete de barras |
File:Draft Samper 262723117-montaje10.png | File:Draft Samper 262723117-montaje11.png |
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Posicionamiento del tubo y sus bandas de amarre |
Figure 68: Posicionamiento del tubo y sus bandas de amarre |
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Figure 69: Colocación de la eslinga a través de los pasadores |
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Fijación de la eslinga a los extremos de la viga |
Figure 70: Fijación de la eslinga a los extremos de la viga |
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Figure 72: Puente completo formado por 2 vigas unidas |
Todavía no se han llegado a realizar pruebas en exterior, simulando un caso real. No obstante, se han estudiado diferentes posibilidades. Finalmente se considera que la solución idónea es la de construir las dos vigas por separado en el suelo en una zona próxima al emplazamiento del apoyo inicial, y colocarlas en posición final de forma independiente. En una fase posterior, con las vigas ya situadas en su emplazamiento definitivo, se procede a su unión. Otro aspecto a considerar son los medios con los cuales efectuar las operaciones de montaje y colocación en obra del puente. Se proponen los siguientes medios:
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Figure 73: Ejemplo de fijación mediante "tornillos"
metálicos de grandes dimensiones |
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Figure 74: Fotografía de la grabación del reportaje de TV3 |
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Figure 75: Fotografía del encuentro en la academia militar de West Point (EEUU) |
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Figure 76: Fotografía de la visita del profesor Bernd Kröplin (Tao GmbH, Stuttgart, Alemania) |
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Figure 77: Presentación del prototipo de puente completo en el evento del CERCA (30/4/2014) |
Después del montaje para este evento hubo una gran repercusión mediática, además de realizar varias entrevistas para algunos medios (prensa, radio y televisión):
http://www.ivoox.com/mati-a-4-bandes-avui-amb-el-audios-mp3_rf_
3166996_html
http://www.tv3.cat/videos/5131241/Negocis-dexit-a-Catalunya-120614
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Figure 78: Fotografía de los asistentes al congreso Structural Membranes 2013 (Munich, Alemania) |
En un estudio previo al diseño, cálculo y fabricación de un prototipo de viga de PVH-LMP a tamaño real, se ha realizado la fabricación de un prototipo a escala. Este prototipo de viga tiene 4 metros de longitud y está formado por un tubo hinchable de 0,5 metros de diámetro en la sección central (con forma de cigarro más estrecho en las puntas), por un tablero de madera de espesor 12 mm como elemento de compresión y cintas de carga de 35 mm de anchura como elementos de tracción y sostenimiento del tubo contra el tablero (figuras 79 y 80).
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Figure 79: Planos de diseño del prototipo |
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Figure 80: Prueba de concepto del prototipo |
Este prototipo ha sido fabricado con dos objetivos claramente definidos. Por un lado validar el concepto de la tecnología Tensairity en forma de un prototipo físico real, y por el otro realizar un ensayo de carga en laboratorio para validar los resultados obtenidos en la simulación numérica mediante el cálculo con Stampack.
Stampack es un programa de elementos finitos resultado de un continuo trabajo de investigación llevado a cabo por varios investigadores del Centro Internacional de Métodos Numéricos en Ingeniería (CIMNE) en Barcelona. El programa se basa en el método de elementos finitos explícito y se usa para la simulación numérica de procesos de estampación de chapa. La versión actual sólo permite el uso de materiales isótropos en los modelos. A pesar de ser un programa pensado para problemas de estampación de chapa, mediante algunas modificaciones significativas se pueden realizar simulaciones con materiales tipo membrana, presentes en las estructuras hinchables.
El prototipo ha sido ensayado en el laboratorio de la UPC-LITEM en Terrassa (Barcelona) (figura 81), y los detalles de resultados se presentan en el apéndice 9. Como resumen, el prototipo se ha ensayado controlando, entre otros, los desplazamientos en el centro de la viga, con una presión de hinchado de 220 mbar. La carga máxima alcanzada han sido 2,15 KN y la deformación máxima obtenida 115,9 mm.
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Figure 81: Ensayo de carga del prototipo en laboratorio |
Comparando los resultados del ensayo con la simulación, según las mismas condiciones de carga, se puede apreciar que el software reproduce muy bien la realidad (figura 82), con lo cual queda validado para el cálculo del puente completo a tamaño real.
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Figure 82: Desplazamientos verticales en el ensayo numérico del prototipo |
En la figura 83 se representa el desplazamiento vertical de varios puntos del prototipo, acorde con las medidas tomadas en el ensayo de laboratorio, y su comparación. La medida de deflexión en el centro del tablero según la simulación es de 112,5 mm, mientras que en el ensayo de laboratorio era de 115,9 mm (sólo 3,4 mm de diferencia).
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Figure 83: Comparativa de desplazamientos verticales entre el ensayo numérico y real del prototipo |
Los estudios preliminares se han centrado en encontrar un diseño que pudiese combinar la facilidad de montaje con un adecuado comportamiento estructural frente a las acciones aplicadas. Para ello se han estudiado diversas posibilidades, analizando sus pros y contras, las cuales se comentan a continuación.
Una primera propuesta preveía la construcción de dos vigas independientes de aproximadamente 1,70 m de ancho cada una para alcanzar un ancho mínimo de 3,40 m, superior al mínimo de 3,35 m previsto para puentes de clase MLC 30. En este caso cada eje longitudinal del vehículo afecta a una de las dos vigas. Esta misma configuración de dos vigas se ha mantenido hasta la solución que, en este momento, se considera como la más idónea.
Inicialmente cada viga estaba formada por un tubo hinchable en forma de huso, con una altura máxima en el centro de aproximadamente 1,40 m. En este caso el tablero sería curvo, adecuándose a la forma de la cara superior del hinchable. Esto garantizaba un buen comportamiento estructural pero dificultaba enormemente la puesta en obra de los elementos del tablero que deberían adoptar una configuración poligonal. Los paneles de dos metros de longitud estaban formados por elementos de menores dimensiones pegados entre ellos en correspondencia con las alas inferiores y superiores y con las almas verticales. Dos perfiles en U, también pegados al paquete de elementos del tablero en sus bordes longitudinales, completan la configuración de cada panel.
Se ha pasado así a estudiar una nueva solución con el elemento neumático de características similares al anterior pero con su cara superior horizontal. Esta solución permite mantener plano el tablero, simplificando su montaje. El criterio de formación de los paneles se ha mantenido idéntico al caso anterior, sin embargo se han barajado distintas alternativas de conexión, en función de la dirección de los nervios. Por ejemplo, en el caso de éstos colocados en dirección longitudinal, se había comentado el empleo de un pretensado longitudinal con los cables discurriendo entre los aligeramientos para garantizar una adecuada conexión longitudinal entre paneles.
También se ha estudiado el caso de colocación de los nervios (y de los aligeramientos) en sentido transversal. La transmisión de esfuerzos longitudinales se realiza únicamente a través de los perfiles situados en los bordes de los paneles. En este caso la transmisión de los esfuerzos del hinchado del tubo provoca flexión y cortante en los nervios y alas de los paneles del tablero, sin producir esfuerzos en dirección longitudinal ya que estos vienen resistidos por la membrana unida al tablero. Deben por tanto dimensionarse las uniones entre membrana y perfiles sin que ello provoque esfuerzos en dirección longitudinal en estos últimos. Sin embargo, las acciones exteriores de tráfico producen axiles, flectores y cortantes sobre los perfiles. En la zona de las juntas entre perfiles se concentran una serie de esfuerzos muy elevados que deben transmitirse mediante tornillos entre perfiles adyacentes. Esta solución es absolutamente inviable si se emplean perfiles en FRP ya que se trata de un material ortótropo con una diferencia muy importante entre la resistencia en dirección paralela a las fibras respecto a la en dirección perpendicular a las mismas. Además las normas de aplicación penalizan fuertemente las uniones atornilladas en elementos de FRP con lo cual los nodos de conexión entre paneles resultan de dimensiones totalmente inaceptables.
Por todas estas razones, en la versión final desarrollada se ha vuelto al planteamiento de paneles de tableros con nervios longitudinales. En este caso no se prevén perfiles longitudinales sino transversales en correspondencia con los extremos de cada panel.
En resumen, el PVH-LMP está compuesto por 2 vigas hinchables de 14 m de longitud y 1,70 m de anchura. El tubo hinchable tiene forma de huso textil, con una longitud de 11,20 m y una sección transversal en el centro de 1,40 m de altura y 1,70 m de ancho. La anchura del tubo se mantiene a lo largo de la longitud de la viga y la cara superior en contacto con el elemento de compresión se mantiene plana con ancho horizontal constante, de 1300 mm aproximadamente. El peso estimado del puente completo es de unas 5 tn y la capacidad de carga alrededor de 30 tn. Su volumen empaquetado será de unos 12 m
A partir de este diseño se ha procedido a la realización de un modelo simplificado para obtener una estimación de esfuerzos en los elementos (capítulos 5.10.1 y 5.1). Posteriormente se ha realizado un modelo más detallado para calcular mediante elementos finitos los esfuerzos y deformaciones en toda la estructura (capítulo 5.2).
En este apartado se ha tomado como referencia la bibliografía básica de Tensairity [19] adaptándola a las necesidades y requerimientos del prototipo de PVH-LMP. De esta forma se ha obtenido una formulación básica de partida para el diseño y cálculo de éste.
El funcionamiento de una viga Tensairity se puede describir mediante una mezcla de teoría de vigas, membranas y cables. El concepto inicial de esta tecnología [19] fue pensado para una viga cilíndrica envuelta por unos cables en espiral, si bien en posteriores estudios [20,21] se analizaron otras formas. La forma elegida para este proyecto es la de huso textil, con lo cual los cables en espiral degeneran en líneas curvas trazadas por la parte inferior del tubo (figuras 84 (c) y (d)). Con este condicionante de partida se desarrolla a continuación el modelo físico teórico para este tipo de vigas Tensairity.
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Figure 84: Evolución formas viga Tensairity: (a) Cilindro con refuerzo de
cables, (b) Cigarro, (c) Huso textil simétrico, (d) Huso textil asimétrico |
Consideremos una viga Tensairity de longitud
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Figure 85: Estimación del tamaño total del mercado de puentes tácticos |
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Figure 86: Estimación del volumen de ventas de los PVH-LMP |
Es un mercado bastante segmentado por el momento. Aunque no hay muchos competidores de gran peso en el panorama mundial, existen redes de distribuidores de armamento y otros fines que cuentan con algunos puentes tácticos que podrían competir. En el caso de los gobiernos, cada gobierno se aprovisiona normalmente a través de mecanismos públicos o acuerdos internacionales y mediante sus respectivos canales corporativos.
Origen: Austria
Industria: Estructural, puentes e Ingeniería
Productos: Diversos de ingeniería, no tiene especialización en despliegue rápido
Origen: UK y USA
Industria: Puentes Bailey e Ingeniería
Productos: Puentes Bailey (venta y alquiler)
+++El competidor más fuerte en puentes tácticos+++
Origen: UK
Industria: Ingeniería táctica y militar.
Productos: Puentes tácticos y de despliegue rápido
Origen: USA
Industria: Estructural, puentes e Ingeniería
Productos: Puentes de cercha y plataforma (peatonales)
Origen: USA
Industria: Estructural, puentes e Ingeniería + Puentes tácticos
Productos: Versión modificada del Bailey y distintos tipos de puentes desplegables y tácticos
Origen: USA
Industria: Estructural, puentes e Ingeniería
Productos: Puentes Bailey
Origen: UK
Industria: Estructural, puentes e Ingeniería
Productos: Bailey y diversos de ingeniería se especializa en uso civil no despliegue rápido.
Origen: Francia
Industria: Estructural, puentes e Ingeniería + Puentes tácticos
Productos: Todo tipo de puentes permanentes, temporales y de emergencia.
Buildair ha hecho presentación de su tecnología en el FCT programa del ejército americano. Este programa estadounidense tiene como finalidad comprar tecnología extranjera para usar en la operación del propio ejército. Se ha establecido además contacto con la división de puentes asesorados por el Coronel Boixareu (Coronel de Intendencia del E.T. Agregado Financiero y de Armamento) de la embajada de España en Washington. El ejército norteamericano y en especial la división de puentes han mostrado un gran interés y están a la expectativa de que se culminen estos desarrollos. Con el ejército norteamericano se ha tenido contacto con Robert A. Thompson (Office Of The Secretary Of Defense - comparative testing Office).
Buildair tiene una gran fortaleza en la venta directa, sin embargo tanto para el sector militar y de emergencias como para el sector civil, será necesario establecer acuerdos de comercialización con grandes empresas de aprovisionamiento militar y consorcios industriales y logísticos de gran tamaño. Un ejemplo es Airbus/EADS (España), a quien se ha incluido en una investigación previa y se muestra muy interesado por estos desarrollos, aportando ideas de distribución a través de ellos y/o conjuntamente con organismos internacionales para lograr un mayor alcance internacional. Por otra parte se va a establecer una red de distribución internacional en Europa, Asia y América a través de las distintas oficinas que Buildair tiene en estos países, según una comisión en función de varios aspectos, como puede ser el volumen de facturación anual, que inicialmente se estima en un 15% De la misma forma, mediante los contactos existentes en toda la red mundial de centros CIMNE, se explorarán las posibilidades de expansión para este tipo de producto. Igualmente, se va a dar a conocer el producto en ferias del sector en cada continente, junto con los distribuidores respectivos en cada caso.
Los costes de un PVH-LMP se pueden desglosar en los siguientes apartados:
Trabajos necesarios en la fabricación del puente, tales como las labores de soldadura del tubo mediante máquina específica de soldadura por alta frecuencia, costura de partes del tubo, inserción de accesorios tales como válvulas, sensores, mangueras para la conducción de aire, etc. Por otra parte está la fabricación de los paneles mediante la unión de varias piezas de FRP con los adhesivos apropiados.
Costes en la venta a través de los canales de distribución indicados anteriormente.
Se establecerá un acuerdo con la empresa propietaria de las patentes para el uso y explotación de la tecnología Tensairity.
Trabajos posteriores dedicados a la mejora del producto.
Considerando los costes de fabricación del PVH-LMP de 14 metros actualmente construido, junto con los demás valores estimados, en la figura 87 se presentan las cifras de costes y beneficios, junto con el precio de venta.![]() |
Figure 87: Desglose de costes y precio de venta |
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Figure 88: Estimación de ingresos en la venta |
De acuerdo con [27], debe pensarse en el PVH-LMP como un puente para una solución de emergencia, más que como puente temporal de apoyo durante situaciones de sustitución, demolición o reparación de puentes existentes. En estos casos, en los cuales se puede hacer una actuación más o menos programada en el tiempo, y por tanto no sea crítico el tiempo de puesta en servicio como sucede en una situación de emergencia, será más efectiva económicamente una solución modular clásica de las existentes hoy en día en el mercado (puente Bailey o similar). En este sentido, la utilización del PVH-LMP también sería una solución adecuada como puente de despliegue militar. Dentro de las soluciones existentes de despliegue rápido para el rango de luces y cargas máximas consideradas en el PVH-LMP y en las que la nueva solución planteada puede competir de manera clara, destacan las de Mabey, WFEL y Unibridge, que se exponen brevemente a continuación.
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Figure 89: Alternativa de puente Quick Bridge (Mabey) |
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Figure 90: Alternativa de puente Medium Girder Bridge (WFEL) |
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Figure 91: Alternativa de puente Dry Support Bridge (WFEL) |
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Figure 92: Sustitución de un puente destruido por causas naturales en Suiza (verano 2015) |
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Figure 93: Alternativa "Air Portable Ferry Bridge" de la empresa WFEL |
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Figure 94: Alternativa de puente Ibridge (Unibridge) |
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Figure 95: Solución de puente ARPA/UCSD Composite Assault Bridge |
A continuación se recogen las principales ventajas e inconvenientes de la solución de PVH-LMP respecto a sus competidores industriales:
A la vista de la misma, parece lógico pensar que la solución PVH-LMP, más que competir con otras soluciones en un mercado que es bastante rígido y está plenamente servido mediante diferentes alternativas, se puede erigir como la única solución para puentes de luces pequeñas que precisen de mucha rapidez en el montaje. Por tanto, debería abordarse un estudio de mercado pensando en esta solución como la única factible en dichos casos, y por tanto sin competidor posible, más que plantear una potencial introducción en un mercado de puentes temporales que ya cuenta con otras soluciones que resuelven el problema. En este caso, donde ya existen soluciones técnicas viables y bien contrastadas con años de experiencia, la única posibilidad que tendría de introducirse fácilmente en el mercado sería a cambio de plantear un ahorro económico muy importante, que no parece ser el caso (ver apartado 6.3.2). Un claro campo de aplicación para la solución PVH-LMP estaría ligado a la destrucción de infraestructuras motivada por catástrofes naturales por riada o inundación, o bien por sismo. Sin embargo, no existen muchas publicaciones que traten el problema logístico asociado a las operaciones post-desastre [36]. Es más, los estudios existentes se centran más en la preparación y predicción de los desastres naturales que no en la inmediata respuesta o reconstrucción después del evento [36]. Sin duda, la importancia que está adquiriendo recientemente el concepto de resiliencia de las infraestructuras hará que se invierta esta tendencia en un futuro próximo.
Comparando económicamente la solución de PVH-LMP frente a otras soluciones existentes en el mercado que responden a la necesidad de un despliegue rápido para un mismo rango de luces, tenemos que el coste de material sería:
A la vista de lo anterior, podemos concluir que los costes de la nueva solución de PVH-LMP están dentro del rango de costes de otras soluciones que pueden resolver una misma situación de emergencia. La solución Dry Support Bridge de WFEL podría considerarse que juega en otra división, teniendo en cuenta la luz máxima que cubre (49 m), el peso total admisible (120 tn) y el coste aproximado, el cual viene condicionado principalmente por la aleación ligera especial de la que están fabricados. Por ello, dicha solución no se consideraría como competencia del puente inflable. Por tanto, en comparación con las soluciones Mabey y la solución Medium Girder Bridge de WFEL, que sí son una competencia clara, vemos que el coste económico de la solución PVH-LMP no parece ser una variable fundamental que pudiera decidir su utilización. En este sentido, sería difícil que una solución nueva como la del PVH-LMP, a igualdad de costos, pudiera introducirse fácilmente en un mercado ya bastante saturado con soluciones probadas a lo largo de muchos años. En consecuencia, el mercado potencial de la solución PVH-LMP hay que buscarlo en situaciones que sólo puedan ser resueltas con ella desde un punto de vista técnico y logístico.
El objetivo básico de esta tesis era desarrollar la tecnología Tensairity para la fabricación de un prototipo de "Puente de Vigas Hinchables Ligero, Modular y Portátil" (PVH-LMP), de forma que pudiese llegar a ser el puente temporal más ligero, modular, transportable y fácil de montar disponible, con mucha mejor relación carga/peso en comparación con las alternativas de despliegue rápido existentes. Las alternativas actuales se encuentran con problemas en el transporte y posicionamiento debido a su elevado peso, así como en el montaje in-situ, el cual requiere de gran cantidad de personal y de alta cualificación.
La conclusión general es que gracias a la prueba inicial más conceptual realizada mediante la fabricación y ensayo del primer prototipo a escala real, se puede afirmar que un PVH-LMP con todas estas características es factible. Los principales requerimientos que van a cumplir y las ventajas diferenciales que podrán aportar este tipo de puentes temporales son las siguientes:
Además de las conclusiones generales que se puedan extraer, también se han podido obtener algunas conclusiones parciales propias de cada una de las fases de investigación de este proyecto:
A raíz de las pruebas realizadas en el prototipo de PVH-LMP se ha podido concluir con éxito una primera etapa de prueba conceptual que a la vez ha permitido identificar algunas de sus carencias. Como trabajo futuro se deben revisar cada una de las deficiencias detectadas para alcanzar soluciones únicas, rentables y flexibles para la comercialización de este producto en un futuro próximo. Los aspectos en los que hay que trabajar están detallados en el capítulo 8 sobre desarrollos futuros, y están específicamente relacionados con un estudio más profundo de la estabilidad del puente frente a cargas dinámicas, el diseño de un sistema de barandillas, los elementos de apoyo sobre el terreno y la cimentación, una mejora del sistema de embalaje, transporte y sobretodo despliegue en una situación real de emergencia, así como la escalabilidad de la solución para fabricar puentes de mayores luces. Por último habría que definir unas directrices claras para el diseño, fabricación en serie y operatividad del PVH-LMP en situaciones reales.
A modo de resumen, las aportaciones de la presente tesis se pueden clasificar en dos tipos: conceptual estructural e industrial.
Hacen referencia a una visión crítica sobre la parte más teórica de la tecnología Tensairity. Se ha podido comprobar que el modelo de cálculo analítico extraído de los artículos publicados sobre Tensairity [19] proporciona unos resultados bastante discutibles.
Aplicando esta metodología para el caso del PVH-LMP, donde la magnitud de las cargas y el tamaño de las vigas son importantes, se obtienen presiones necesarias de hinchado muy elevadas cuando la realidad demuestra que no es necesario.
La experiencia con estructuras hinchables demuestra que es muy difícil poder aproximar analíticamente su comportamiento debido principalmente a las grandes deformaciones que se producen. Los modelos teóricos publicados sobre Tensairity se exponen con bastantes simplificaciones, entre ellas ciertas limitaciones precisamente en las deformaciones, hecho que es difícilmente asumible con este tipo de estructuras.
Es por estos motivos que en la tesis se ha optado por la validación numérico-experimental, primero mediante prototipos a escala y posteriormente con dos vigas a escala real, obteniendo en todos los casos unas concordancias totalmente adecuadas.
Están relacionadas principalmente con la posible introducción de un nuevo producto novedoso competitivo en el mercado de puentes portátiles, ya bastante saturado con soluciones probadas a lo largo de muchos años. En este sentido, las perspectivas son optimistas, ya que se puede concluir que los costes de la nueva solución de PVH-LMP están dentro del rango de otras soluciones que pueden resolver una misma situación de emergencia. Eso sí, el mercado potencial de la solución PVH-LMP habría que buscarlo en situaciones donde se requiera mucha rapidez de montaje, sobretodo en casos de emergencia (situaciones no programadas).
Entrando algo más en detalle en la solución propuesta en esta tesis, una de las aportaciones más importantes ha sido proveer a la viga de carácter modular. Un punto clave observado en los ensayos han sido las uniones entre paneles, que son bastante delicadas y en algún caso se ha fisurado el material de FRP. Se ha comprobado que pueden terminar trabajando como rótulas, lo cual es necesario para poder obtener grandes deformaciones en la viga flexible, ofreciéndole así este aporte modular mencionado.
Como se ha mencionado en el capítulo 5, Buildair diseñó, fabricó y probó con éxito en Barcelona un prototipo de PVH-LMP de 14 m de luz. Esta exitosa prueba inicial ha permitido identificar algunas carencias. En este capítulo se pretenden expresar estas deficiencias y ampliar las capacidades del concepto de PVH-LMP para alcanzar soluciones únicas, rentables y flexibles para el diseño, construcción, operación y comercialización del puente en un futuro próximo.
Los principales retos de cara al futuro para completar una hoja de ruta hacia la comercialización del PVH-LMP son:
Se deberá hacer mayor énfasis en la estabilidad del puente frente a cargas estáticas y dinámicas debido a los efectos del tráfico y el viento (incluyendo la estabilidad lateral). El tablero del puente también debe ser diseñado para soportar su propio peso y evitar el colapso del puente en caso de deshinchado accidental. El objetivo es que el puente pueda soportar una carga de tráfico dinámica de hasta 30 tn, asegurando la estabilidad y la seguridad general del puente.
Se debe llevar a cabo un análisis de estabilidad del prototipo de PVH-LMP bajo cargas inducidas durante la fase de montaje, así como cargas de tráfico en su puesta en servicio. Este análisis se podría realizar mediante un cálculo de elementos finitos avanzados para estructuras no lineales desarrollado en CIMNE (www.cimne.com/kratos). Se estudiarán mejoras en la estabilidad del prototipo actual, sobre todo en relación con la supresión de la deformación en el tablero por medio de mejoras en el contacto elástico entre éste y el tubo hinchable. En relación con ésto también habrá que implementar una integración funcional completa entre los cables traccionados, el elemento de compresión y el tubo hinchable. También se estudiará la posibilidad de utilizar materiales polímeros de alta resistencia para sustituir el elemento de tracción.
Se podría realizar un análisis de estabilidad del prototipo de PVH-LMP debido a los efectos del viento mediante métodos de elementos finitos para el análisis de la interacción fluido-estructura, desarrollados en CIMNE (www.cimne.com/kratos). Se tendrá que poner especial atención en el efecto del bajo peso del puente y de la forma del tubo hinchable en el comportamiento aero-elástico y su estabilidad durante las fases de montaje y de servicio.
Para una futura demostración exitosa de operatividad, segura y robusta de los PVH-LMP en escenarios reales, se deben diseñar cimentaciones adecuadas en el terreno, elementos de apoyo apropiados y un sistema de barandillas.
Habrá que centrarse en el diseño del sistema de barandillas o barreras necesarias para garantizar la seguridad del puente durante su funcionamiento. Más específicamente se deberá investigar la posibilidad de utilizar elementos de material pultrusionado como barrera de protección en el puente. Éste puede ser o bien unido a las vigas exteriores o bien colocado in-situ (se probará la conexión). Otra ventaja de este sistema es que va a añadir rigidez al tablero, especialmente en los bordes. Se estudiará colocar una viga en U longitudinal que mejore la rigidez torsional del sistema. También se puede estudiar un sistema postesado de barandillas mediante un cable longitudinal para mayor rigidez y capacidad lateral.
La investigación se centrará en el diseño de soluciones innovadoras para los apoyos del puente y su cimentación. El prototipo actual de 14 m se ha probado sobre unos caballetes de apoyo provisionales para las pruebas en fábrica y ensayos de laboratorio, así como para las demostraciones en público. Se diseñará un sistema de cimentación y unos apoyos robustos para un despliegue exitoso en escenarios reales. Se estudiarán alternativas para diferentes lugares.
Para la mayoría de situaciones el requisito básico es que el puente sea portátil. No obstante, puede haber situaciones en las que de antemano, antes de que ocurra la emergencia, ya sabemos dónde se tendrá que instalar el puente y su ubicación es accesible. En ese caso se podría llegar a fabricar directamente una cimentación tradicional de hormigón.
Es importante mejorar el sistema de plegado y embalaje de los elementos del PVH-LMP, la definición de la solución de transporte y los procedimientos para el despliegue rápido en el suelo, el desmantelamiento del puente y la monitorización de los elementos clave del puente durante su funcionamiento.
Los esfuerzos deben concentrarse en el diseño de los elementos que componen el PVH-LMP y las operaciones de plegado y embalaje para garantizar el correcto almacenamiento de la estructura, así como optimizar el peso y espacio requerido. Los componentes del puente deben caber dentro de los contenedores estándar utilizados en el transporte de mercancías por aire y carretera. Una mejora en el diseño de todas las partes del puente facilitará y mejorará el transporte, así como las operaciones de despliegue y desmontaje.
El embalaje del puente debe ser fácil de transportar en diferentes medios de transporte: portaaviones, camiones, barcos, trenes... Se diseñarán soluciones de embalaje adecuadas para optimizar los métodos de carga y descarga.
El despliegue rápido del PVH-LMP es fundamental para ser competitivos frente a otras alternativas. El sistema de almacenamiento se optimizará teniendo en cuenta la necesidad de una descarga rápida de todos los elementos. Se definirá un procedimiento que garantice un despliegue rápido en diferentes escenarios posibles. El objetivo es reducir al mínimo la necesidad de material y maquinaria auxiliar para obtener un ahorro de tiempo significativo, teniendo siempre en cuenta la seguridad ante todo. Se estudiará la opción de lanzar por paracaídas desde un avión algunos de los componentes del puente por medio de la tecnología de paracaídas.
También se tendrá que definir el procedimiento para el desmontaje rápido y eficiente del PVH-LMP.
Se definirá el sistema de control durante la fase de servicio del puente. Esto incluye la definición de los sensores que se adherirán al tubo hinchable y al tablero, con el fin de controlar la presión de aire en el tubo y medir tensiones y deformaciones en los elementos clave del puente debido a las cargas de tráfico y viento. También se podrá definir y desarrollar el tratamiento de los datos de los sensores mediante el uso de una plataforma web.
Para una fabricación en serie y puesta en marcha en situaciones reales de PVH-LMP, habrá que definir muy detalladamente los procedimientos a seguir en cada una de estas fases.
Se elaborarán directrices para el diseño, análisis y fabricación del PVH-LMP. Esto incluye la especificación de los pasos a seguir para la definición de la forma estructural de la viga hinchable, el patronaje, la selección de materiales para el tubo hinchable, métodos de análisis y procedimientos de fabricación del tubo y el tablero (incluyendo la fabricación en serie). Esta tarea también incluye las especificaciones para la definición del sistema de motorización, el elemento de tracción inferior y el sistema de anclaje, entre otros elementos del puente.
Se pondrá especial énfasis en la definición de directrices de seguridad sobre los posibles problemas relacionados con el uso del puente. Esto incluye la definición del sistema de barandillas, la selección de material ignífugo y las restricciones de accesibilidad en casos de emergencia, entre otros.
Se definirán directrices para el plegado, embalaje, transporte, despliegue y desmontaje del PVH-LMP bajo una cierta variedad de situaciones. Se especificarán reglas generales y directrices para el funcionamiento y mantenimiento de los diferentes componentes del puente durante el montaje, así como también una vez que han sido desmontados, empaquetados y almacenados. Se hará hincapié en los aspectos de mantenimiento relacionados con la seguridad de la estructura del puente. Se definirán también directrices para la monitorización de la estructura.
Se deberán realizar estudios preliminares para el diseño, análisis, fabricación y operación de puentes de mayores longitudes, en el rango de 20-30 metros, capaces de soportar cargas de tráfico de hasta 35 y 40 toneladas. En el estudio también se considerará el uso de un número variable de vigas hinchables.
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Published on 01/01/2016
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