DOCUMENTO Nº 2 ANEXOS DE CÁLCULO

DOCUMENTO Nº 2 ANEXOS DE CÁLCULO

• ANEXO 1………………………………………………………………………………………………………………80 CÁLCULO DE LAS REDES DE ABASTECIMIENTO DE AGUA • ANEXO 2……………………………………………………………………………………………………………105 CÁLCULO DE LAS REDES DE EVACUACIÓN DE AGUAS USADAS Y PLUVIALES • ANEXO 3……………………………………………………………………………………………………………129 CÁLCULO DE LOS SISTEMAS DE DEPURACIÓN Y VERTIDO • ANEXO 4……………………………………………………………………………………………………………160 CÁLCULO DE LAS REDES ELÉCTRICAS Y ALUMBRADO PÚBLICO • ANEXO 5……………………………………………………………………………………………………………196 CÁLCULO DE LA RED VIARIA

ANEXO 1 CÁLCULO DE LAS REDES DE ABASTECIMIENTO DE AGUA

ANEXO 1 CÁLCULO DE LAS REDES DE ABASTECIMIENTO DE AGUA 1 RED DE ABASTECIMIENTO…………………………………………………………………………………….82 1.1 CAUDALES CONSIDERADOS……………………………………………………………………82 1.2 FORMULACIÓN………………………………………………………………………………………….82 1.2.1 CAUDAL TEÓRICO……………………………………………………………………..82 1.2.2 COEFICIENTE DE SIMULTANEIDAD………………………………………….83 1.2.3 CAUDAL DE CÁLCULO……………………………………………………………….83

1.2.4 DIÁMETRO INTERIOR DE LOS CONDUCTOS PARA UNA VELOCIDAD “V” DETERMINADA……………………………………………………….83

1.2.5 DIÁMETRO NORMALIZADO……………………………………………………….83 1.2.6 VELOCIDAD DEL FLUIDO………………………………………………………….84 1.2.7 LONGITUD EQUIVALENTE…………………………………………………………84 1.2.8 PÉRDIDA DE CARGA………………………………………………………………….84 1.2.9 PÉRDIDA DE CARGA ACUMULADA……………………………………………85 1.2.10 ALTURA PIEZOMÉTRICA NECESARIA IDEAL………………………….85 1.2.11 ALTURA PIEZOMÉTRICA NECESARIA REAL……………………………85 1.2.12 PRESIÓN………………………………………………………………………………….85 1.2.13 DIMENSIÓN Y ARMADURAS DE LOS ANCLAJES…………………….85 1.3 PROCESO DE CÁLCULO……………………………………………………………………………87 1.4 RESULTADOS……………………………………………………………………………………………92 2 ESTACIÓN DE BOMBEO…………………………………………………………………………………………101 2.1 BOMBAS B1 Y B2……………………………………………………………………………………101

1 RED DE ABASTECIMIENTO

En este apartado se explica el proceso de cálculo empleado para seleccionar

los diámetros de las diferentes conducciones que configuran las redes de

abastecimiento. Así como la presión necesaria en el punto de suministro para que el

éste sea de garantía en todos los puntos de la red.

1.1 CAUDALES CONSIDERADOS

Red de abastecimiento a viviendas: se tomará como caudal de cálculo el

caudal punta de diseño 0’5 litros/seg por vivienda. A este caudal se le aplicará un

coeficiente de simultaneidad dependiendo del número de viviendas abastecidas por

el tramo según la siguiente fórmula:

Csimultaneidad = 1’1 · [19 + n]/[10·(n+1)]

Donde n representa el número de viviendas abastecidas por el tramo,

tomando el coeficiente un valor de 1 para n = 1.

Red de riego: se tomará el caudal de diseño en condiciones de máximo

consumo 11000 litros/hectárea y día, con una previsión de riego de 10 horas al día,

este caudal equivale a 0’3 litros/hectárea y segundo; de manera que a cada parcela

se le asignará un consumo proporcional a su superficie.

Red contra incendios: se tomará como caudal de cálculo el de diseño

impuesta por la Norma CPI-96, 1000 litros/minuto en dos hidrantes consecutivos,

esto equivale a tomar un caudal de 16’66 litros/segundo e hidrante.

1.2 FORMULACIÓN

1.2.1 CAUDAL TEÓRICO:

Qteóricoviviendas = Nºviviendas · 0’5 litros/seg

Qteóricoriego = Sup.parcela · 0’3 litros/seg·ha

Qteóricoincendio = Nºhidrantes · 16’66 litros/seg·hidrantes

1.2.2 COEFICIENTE DE SIMULTANEIDAD:

Csimultaneidad = 1’1 · [19 + n] / [10·(n+1)]

Donde n representa el número de viviendas abastecidas por el tramo,

tomando el coeficiente un valor de 1 para n = 1.Este factor sólo se introduce en el

cálculo de la red de abastecimiento a viviendas.

1.2.3 CAUDAL DE CÁLCULO:

Qcálculo = Csimultaneidad · Qteórico litros/seg

En el caso de red de riego y contra incendios el caudal de cálculo y teórico

coinciden.

1.2.4 DIÁMETRO INTERIOR DE LOS CONDUCTOS PARA UNA VELOCIDAD

“V” DETERMINADA:

D = [ (4·Qcálculo) / (v ·π)]1/2

1.2.5 DIÁMETRO NORMALIZADO:

Se acude a una tabla de referencia, donde están reflejados los distintos

diámetros nominales, exteriores, interiores y los espesores para conductos de

diversos materiales y correspondientes a diversas series. Por comparación con los

diámetros correspondientes a una velocidad de 1 m/s se seleccionan los más

adecuados. Este proceso se realiza con la función DIMENSIONA en la que se deben

incluir como parámetros de búsqueda el material, el caudal circulante y el diámetro

calculado para una velocidad de 1 m/s. Los códigos para los diferentes materiales

son:

CÓDIGO MATERIAL SERIE

14 PVC 4 kg/cm2

16 PVC 6 kg/cm2

110 PVC 10 kg/cm2

116 PVC 16 kg/cm2

125 PVC 25 kg/cm2

24 PE-BD 4 kg/cm2

26 PE-BD 6 kg/cm2

210 PE-BD 10 kg/cm2

34 PE-AD 4 kg/cm2

36 PE-AD 6 kg/cm2

310 PE-AD 10 kg/cm2

4 Fundición 25 kg/cm2

1.2.6 VELOCIDAD DEL FLUIDO:

Una vez determinado el diámetro normalizado del conducto se calcula la

velocidad de paso real del fluido, en función del espesor del conducto seleccionado:

V = [ 4·Qcálculo] / [π · D2interior]

1.2.7 LONGITUD EQUIVALENTE:

Lequivalente = Ltramo + Llocalizada

Donde Llocalizada hace referencia a la longitud equivalente de las piezas

especiales como codos, derivaciones y válvulas, los valores tomados en metros se

reflejan en la siguiente tabla:

Ф(mm) 10 15 20 25 32 40 50 65 80 100 125 150

Codo 45º 0’2 0’34 0’43 0’47 0’56 0’7 0’83 1 1’18 1’25 1’45 1’63

Codo 90º 0’38 0’5 0’63 0’76 1’01 1’32 1’71 1’94 2’01 2’21 2’94 3’99

Derivación1 0’1 0’15 0’2 0’3 0’4 0’5 0’6 0’7 0’8 0’9 1 1’2

Derivación2 1’8 2’5 3 3’6 4’1 4’6 5 5’5 6’2 6’9 7’7 8’9

Válvula

Comp. 0’14 0’18 0’21 0’26 0’36 0’44 0’55 0’69 0’81 1’09 1’44 1’7

Derivación 1 supone una derivación en T de confluencia de ramal (o de paso

recto).

Derivación 2 supone una derivación en T de derivación a ramal (donde el

flujo principal se divide en dos perpendiculares a la dirección original).

1.2.8 PÉRDIDA DE CARGA:

P.C. = [ f·8·Lequivalente·Q2cálculo] / [π2·Dinterior

5·g]

Donde f es el factor de fricción considerado 0’00114 y g es la aceleración de

la gravedad 9’8 m/s2.

1.2.9 PÉRDIDA DE CARGA ACUMULADA:

Se obtiene para cada nodo o punto de demanda como suma de la pérdida de

carga de los tramos comprendidos entre el punto de abastecimiento y el punto de

cálculo.

1.2.10 ALTURA PIEZOMÉTRICA NECESARIA IDEAL:

Alturaideal = Cotageodésica + Pmínimasuministro

Donde la Pmínimasuministro es de 25 m.c.a. Este valor se impone para asegurar

suministro en cada vivienda, teniendo en cuenta que desde la acometida particular

para cada parcela dista una media de 20 metros de la vivienda.

1.2.11 ALTURA PIEZOMÉTRICA NECESARIA REAL:

Alturareal = Alturaideal + P.C.acumulada

Este valor representa la altura piezométrica que se demanda en cada punto

de consumo para tener la presión mínima considerada.

1.2.12 PRESIÓN:

Presión = Máx[Alturareal] + 5 – ( Cotageodésica + P.C.acumulada)

Se calcula la presión necesaria en el punto de suministro necesaria para

satisfacer las condiciones de presión mínima en cada uno de los puntos de

demanda. Se mayora el valor con 5 m.c.a. para subsanar errores en el cálculo de la

P.C. Con este valor se puede también calcular la presión de suministro alcanzada en

cada punto de demanda.

1.2.13 DIMENSIONES Y ARMADURAS DE LOS ANCLAJES:

Para evitar deterioros en la red debido a golpes de ariete y empujes es

necesario proteger los elementos especiales como codos, reducciones, llaves de

paso y derivaciones en T mediante anclajes de hormigón armado. Se siguen las

recomendaciones de la Norma NTE-IFA “Abastecimiento” según la cual las

dimensiones de los dados de hormigón y la disposición de las armaduras son las

siguientes:

Pieza Diámetro Dimensiones en cm

(mm) A B C

Codo 45º Hasta 225 30 40 15

Codo 90º Hasta 225 50 40 20

Reducción Hasta 225 40 30 15

Llaves de paso

(mm)

Dimensiones de dado en

cm

Posición de las

armaduras

A B C E 1

Ф

2

n-Ф

3

n-Ф

Hasta 63 30 10 20 15 6 2-12 4-6

75 40 15 30 15 6 2-12 4-6

90 50 15 30 15 6 2-12 5-6

110 60 20 35 15 6 4-12 5-6

125 70 25 35 15 6 4-12 5-6

140 70 25 35 15 6 4-12 5-6

Piezas en T

(mm)

Dimensiones de dado en

cm

Posición de las

armaduras

A B C E 1

Ф

2

n-Ф

Hasta 63 40 30 25 15 10 2-10

75 50 40 25 15 10 2-10

90 60 40 30 15 10 2-10

110 60 45 30 15 10 4-10

125 80 50 35 15 10 4-10

140 80 50 35 15 10 4-10

1.3 PROCESO DE CÁLCULO

Se desarrolla una herramienta para el cálculo de las redes de abastecimiento

basada en una hoja de cálculo (Excel) en la que se incluyen macros y tablas de

datos (utilizando aplicaciones en Visual Basic) .El objetivo es doble:

1.-Determinar el diámetro de la sección a adoptar en cada tramo de

conducción tal que la velocidad de paso del fluido esté comprendida entre 0’5

(límite inferior por peligro de sedimentación) y 2 m/s (límite superior para evitar

ruidos, empujes y excesivas pérdidas de carga).

2.-Determinar las presiones mínimas admisibles en los puntos de suministro

y consumo.

Para el cálculo de las redes se modelaron los diferentes trazados atendiendo

a las siguientes premisas:

1.-Los puntos de consumo y/o derivaciones próximas entre sí se sustituirán

por acometidas equivalentes, de esta forma para las redes de riego y

abastecimiento a viviendas se crean a partir de 125 puntos de consumo reales

(para cada red) 68 nodos equivalentes.

2.-Se generan los tramos entre acometidas equivalentes y/o derivaciones,

de manera que cada tramo se distingue del siguiente en el caudal asignado.

El proceso de cálculo (común para todas las redes) se muestra en el

siguiente diagrama de flujos:

PROCESO DE CÁLCULO PARA LAS REDES DE ABASTECIMIENTO

Qcálculo

Los datos a introducir en la hoja de cálculo son:

1.-Nombre del tramo: NODOINICIO-NODOFINAL

2.-Condiciones de consumo: este es el único punto en el que se diferencian

las distintas redes:

a) Red de abastecimiento a viviendas: será necesario introducir el número

de viviendas a abastecer por cada tramo, en el caso de tramos pertenecientes a

sectores mallados se contabilizarán sólo la mitad de las viviendas, ya que se hará la

aproximación de que las mallas tendrán dos puntos de alimentación (los entronques

con la red principal).

b) Red de riego: se introduce la superficie de riego para cada tramo en

hectáreas.

c) Red contra incendios: se introduce el número de hidrantes a abastecer

por el tramo en cuestión.

3.-Longitud del tramo en metros

Una vez introducidos estos datos se presentan los siguientes resultados:

Resultados

Фnormalizado

Velocidad del fluido

L.equivalente

Material Longituddel tramo

P.C. en el tramo

Piezas especiales

A.P. teórica Фreferencia

Datos Resultados parciales

Presión mínima

Cota nodo

A.P. ideal

Presión

A.P. Altura piezométrica P.C. Pérdida de carga

1.-Coeficiente de simultaneidad: según la formulación anterior, sólo se

aplicará en el caso de abastecimiento a viviendas.

2.-Caudal de cálculo en litros por segundos, con este valor se comienza el

proceso de cálculo.

3.-Se presentan los diámetros interiores de los conductos que serían

necesarios para obtener velocidades de circulación de 0’5, 1 y 2 m/s. Estos valores

servirán como referencia para seleccionar los diámetros normalizados.

4.-Selección del diámetro normalizado: se hace uso de la macro

“DIMENSIONA” desarrollada para seleccionar el diámetro adecuado partiendo de los

siguientes datos: material elegido (según los códigos indicados anteriormente),

caudal de cálculo y diámetro de referencia. La macro genera un proceso iterativo

que se puede resumir en el siguiente esquema de decisión basado en la

comparación de los diámetros interiores normalizados con el diámetro de

referencia:

PARA UN PASO INTERMEDIO (i)

¿Es Фinterno(i) mayor que la referencia?

¿Es la velocidad(i) ≤ 1’2?

Se selecciona Фinterno(i)

¿Es Фinterno(i) el último disponible del material?

Se selecciona Фinterno(i)

¿Es la velocidad(i) > 2?

Se pasa al siguiente diámetro normalizado (i = i+1)

¿Está la referencia más cerca de Фinterno(i) que de Фinterno(i+1) ?

¿Es la velocidad(i) < 0’5?

Se selecciona Фinterno(i)

¿Es la velocidad(i) ≥ 2?

Se pasa al siguiente diámetro normalizado (i = i+1)

Se selecciona Фinterno(i)

SÍ

SÍ

NO

SÍ

NO

SÍ

NO

SÍ

SÍNO

NO

SÍ

NO

¿Es la velocidad(i+1) < 0’5? SÍ

Se selecciona Фinterno(i+1)NO

¿Es la velocidad(i) ≥ 2? SÍ

Se pasa al siguiente diámetro normalizado (i = i+1) NO

Se selecciona Фinterno(i+1)

5.-Se calcula la velocidad real de circulación de fluido en el tramo para el

diámetro seleccionado.

6.-Se calcula la longitud equivalente del tramo, en la que se incluyen las

piezas especiales, codos, válvulas incluidas en cada tramo.

7.-Se calcula las pérdidas de carga en el tramo a partir de la longitud

equivalente calculada anteriormente.

Una vez determinados los parámetros cinéticos de la red debemos

comprobar que las velocidades obtenidas están dentro de los parámetros de cálculo

(0’5 a 2 m/s). Puede ocurrir que en algunos casos excepcionales las velocidades de

circulación del fluido estén fuera de estos límites, esto es debido a que no existen

diámetros normalizados adecuados para el caudal de cálculo, como solución se

propone:

Para el caso de velocidades mayores de 2 m/s se puede optar por doblar el

conducto, de esta forma se aumenta la sección de paso y se reduce la velocidad.

En el caso de velocidades menores a 0’5 m/s significa que el caudal

circulante es tan bajo que aun con la sección más pequeña posible las velocidades

están por debajo del límite, por lo tanto existirán problemas de sedimentación, por

lo que se deberá aumentar la frecuencia en la revisión de las conducciones y en las

labores de mantenimiento.

Para calcular la presión en los puntos de suministro/consumo se parte de la

cota o altura geodésica de cada uno de ellos, se establece una presión mínima de

suministro, en nuestro caso 25 m.c.a., y se calcula la presión disponible

introduciendo las pérdidas de carga calculadas anteriormente.

8.-Se introduce la altura en metros de cada punto de consumo.

9.-Se calcula la pérdida de carga (en metros) acumulada desde el punto de

abastecimiento hasta el punto de cálculo.

10.-Se determina la altura piezométrica necesaria ideal, como suma de la

cota geodésica de cada punto más la presión mínima de suministro.

11.-Se calcula la altura piezométrica necesaria real, como suma de la altura

piezométrica necesaria ideal más las pérdidas de carga acumulada.

12.-Se determina la altura piezométrica necesaria real mayor de entre todos

los puntos de cálculo; este parámetro condicionará la presión de suministro

necesaria. Se mayora este parámetro en 5 m.c.a más, para subsanar posibles

errores en el cálculo de las pérdidas de carga.

13.-Se calcula la presión necesaria en el punto de suministro para satisfacer

las condiciones anteriores, así como la obtenida en cada uno de los puntos de

consumo. Para ello se toma la máxima altura piezométrica necesaria real mayorada

y se le resta la pérdida de carga acumulada y la altura geodésica del punto de

cálculo.

1.4 RESULTADOS

En las siguientes tablas se muestran los resultados obtenidos:

RESULTADO DEL CÁLCULO DE LA RED DE ABASTECIMIENTO A VIVIENDAS

RESULTADO DEL CÁLCULO DE LA RED DE RIEGO

RESULTADO DEL CÁLCULO DE LA RED CONTRA INCENDIOS

2 ESTACIÓN DE BOMBEO

Se utiliza programa de selección de bombas Caprari Pump Tutor V 2,

facilitado por el fabricante. Introduciendo los parámetros de diseño ( caudal y altura

de impulsión) el programa selecciona la bomba más adecuada para su

funcionamiento en las condiciones indicadas, en particular se selecciona aquella que

ofrece un mejor rendimiento.

2.1 BOMBAS B1 Y B2

Se elige como caudal de diseño 17’46 l/s para las dos bombas trabajando

simultáneamente en paralelo. Esta demanda corresponde a la correspondiente al

riego y suministro a viviendas conjuntamente

Se determina una altura de impulsión de 50 m.c.a, con este valor se asegura

el abastecimiento a todos los puntos de consumo satisfaciendo la condición de

presión mínima en cada punto, además se tiene en cuenta que la profundidad

media de la bomba en el pozo de suministro será de unos 15 m.

A continuación se muestra la curva característica del grupo de bombeo

seleccionado.

Altura de impulsión

Valores NPSH

Rendimiento

Potencia en el eje P2

/4K [1] /4K [2]/4K

74,3%74,3%

Area de aplicación

/4K [1] /4K [2]

/4K [1] /4K [2]

/4K [1]

/4K [2]

05

101520253035404550

55[m]

0

4

[m]

0204060

[%]

48

[kW]

2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 [l/s]

Las características de las bombas seleccionadas son las siguientes:

Bomba

-Bomba sumergida de tipo semiaxial.

-Cuerpos aspirante, impelente y difusor: de hierro fundido.

-Rodetes: de hierro fundido, encajados en el eje por medio de casquillos cónicos de

acero inoxidable.

-Eje: de acero inoxidable, soportado en los extremos y en correspondencia con

cada difusor con cojinetes protegidos contra la entrada de arena.

-Acoplamiento, tornillos, rejilla y protección: de acero inoxidable.

-Válvula de retención: incorporada, con boca roscada.

-Barnizado: homologada para agua potable.

Motor eléctrico

-Asíncrono, trifásico, lubricado por el agua de llenado.

-Rotor en cortocircuito.

-Estator: tipo rebobinable, de alambre de cobre recubierto con vaina de material

hidrófugo con elevado grado de aislamiento adecuada para el funcionamiento en

baño de agua.

-Camisa estator: de acero inoxidable.

-Soportes superior e inferior: de hierro fundido.

-Eje: de acero inoxidable, soportado por cojinetes de bronce.

-Cojinete de empuje: tipo Michell, de patines oscilantes.

-Membrana de dilatación para la compensación entre la presión interna y la externa

-Tornillos: de acero inoxidable.

-Barnizado: homologada para agua potable.

Datos técnicos/características:

Qdiseño: 8,83 l/s

Hdiseño: 50,7 m

n. polos: 2

Frecuencia: 50 Hz

Monofásica / Trifásica: 3~

Potencia motor: 7,5 kW

Tensión: 400 V

Diámetro impulsión: G3"

Max. diametro : 150

Se muestra a continuación un croquis de la bomba

seleccionada y las dimensiones características en

milímetros: ø F

ø D

ø E

A

G

B

C

DN

A: 1515

B: 842

C: 673

D: 141

DN: G3”

E: 143

F: 150

G: 124

ANEXO 2 CÁLCULO DE LAS REDES DE EVACUACIÓN DE AGUAS USADAS Y PLUVIALES

ANEXO 2 CÁLCULO DE LAS REDES DE EVACUACIÓN DE AGUAS USADAS Y PLUVIALES 1 CAUDALES CONSIDERADOS…………………………………………………………………………………107 1.1 RED DE AGUAS RESIDUALES URBANAS……………………………………………….107 1.2 RED DE AGUAS PLUVIALES……………………………………………………………………107 1.2.1 SUPERFICIE DE ESCORRENTÍA………………………………………………108 1.2.2 TIEMPO DE CONCENTRACIÓN…………………………………………………108 1.2.3 CÁLCULO DE LA INTENSIDAD DE LLUVIA CONSIDERADA……109 2 CÁLCULOS DE LA RED………………………………………………………………………………………….110 2.1 FORMULACIÓN……………………………………………………………………………………….110 2.1.1 CAUDAL ADMISIBLE PARA LA SECCIÓN………………………………..110 2.1.2 CALADO DE LA SECCIÓN………………………………………………………..111 2.1.3 VELOCIDAD DEL FLUIDO…………………………………………………………111 2.1.4 PENDIENTE………………………………………………………………………………112 2.1.5 PROFUNDIDAD DE LA CONDUCCIÓN……………………………………..112 2.2 PROCESO DE CÁLCULO………………………………………………………………………….112 3 RESULTADOS…………………………………………………………………………………………………………115

1 CAUDALES CONSIDERADOS

Para el cálculo de la red (determinación de diámetro de los conductos y

pendiente de los mismos) se le asigna a cada tramo un caudal que se obtiene como

suma de los caudales aguas arriba más los aportados en los puntos de vertido

(albañales de las parcelas e imbornales) que a él acometen.

1.1 RED DE AGUAS RESIDUALES URBANAS

Se consideró un caudal medio de 0’012 litros/seg y vivienda como caudal de

partida, y se trabaja bajo dos hipótesis caudal máximo y mínimo.

Qmedio = 0’012 litros/seg

Qmax = 0’06 litros/seg

Qmin = 0’002 litros/seg

Para el caudal medio se tomó como base la dotación de agua para

abastecimiento (1000 litros por vivienda y día), para los caudales punta máximo y

mínimo se consideraron coeficientes de 5 y 0’2 respectivamente.

1.2 RED DE AGUAS PLUVIALES

Para calcular los caudales a evacuar se siguió el método racional que, en

síntesis, marca los siguientes pasos:

-Superficie de escorrentía de la cuenca

-Tiempo de concentración para cada tramo

-Intensidad de lluvia considerada

La fórmula aplicada para el cálculo del caudal es:

Qpluvial = Supescorrentía·I

1.2.1 SUPERFICIE DE ESCORRENTÍA

La superficie de escorrentía asociada a cada tramo de red se calculará

siguiendo la siguiente formulación:

Supescorrentía = A·e

Supescorrentía= Supviales + Supparcela

Donde:

Supescorrentía se calcula como una superficie equivalente donde sólo se

cuantifica un porcentaje de la superficie total de cada cuenca (este porcentaje es el

coeficiente de escorrentía) para tener en cuenta la capacidad de absorción de agua

por parte del terreno. La superficie de escorrentía se calcula como suma de la

superficie de escorretía correspondiente a la parcela más la superficie de

escorrentía correspondiente a los viales.

I es la intensidad de lluvia considerado en litros/seg y Ha.

A es la superficie real de la cuenca en hectáreas

e es el coeficiente de escorrentía considerado:

Tipo de superficie Coficiente de

escorrentía

Asfalto 0’9

Parcelas 0’675

1.2.2 TIEMPO DE CONCENTRACIÓN

El tiempo de concentración de la cuenca viene determinado por la fórmula:

T = [0’871·L3/H]0’385

Donde:

T es el tiempo de concentración de la cuenca en horas

L es el recorrido máximo del agua en km desde el punto más alejado de la

cuenca hasta el punto de evacuación.

H es el desnivel entre la cabecera de la cuenca y el punto de desagüe en

metros.

1.2.3 CÁLCULO DE LA INTENSIDAD DE LLUVIA CONSIDERADA

Para el cálculo de la intensidad de lluvia considerada se calcula en primer

lugar el tiempo de concentración de la cuenca y a partir de éste y haciendo uso de

las curvas IDF correspondiente para la zona pluviométrica objeto de nuestro

proyecto se determina la intensidad de lluvia.

La zona de actuación pertenece a zona pluviométrica II, por lo que la curva

IDF (intensidad de lluvia, duración del chaparrón, frecuencia recurrente) es la

siguiente :

CURVA IDF ZONA PLUVIOMÉTRICA II

0

50

100

150

200

250

300

350

400

0 5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

65

70

75

80

85

90

95

100

105

110

115

120

Duración del chaparrón (min)

Inte

nsi

dad

de

lluvi

a (l

/sH

a)

Para determinar la intensidad de lluvia se entra e la curva con el tiempo de

concentración calculado anteriormente y se obtiene el valor de la intensidad en (l/s

y Ha).

2 CÁLCULOS DE LA RED

En este apartado se describe la metodología seguida para determinar los

parámetros propios de cada conducción (pendiente, diámetro, velocidad de paso

del fluido) así como los de la red (profundidad de conducción, profundidad de los

pozos).

Se trabajará con varias hipótesis correspondientes a caudales mínimo,medio

y máximo.

Se establece como condición para el diseño la velocidad del fluido en las

conducciones, para ello el diámetro y la pendiente serán tales que la velocidad

mínima del fluido bajo la hipótesis de caudal medio sea mayor a 0’3 m/s para evitar

sedimentaciones, por otra parte la velocidad máxima permitida será 5 m/s. De este

modo se garantiza la autolimpieza de la red con el discurrir del fluido por su

interior.

2.1 FORMULACIÓN

2.1.1 CAUDAL ADMISIBLE PARA LA SECCIÓN:

Se utiliza la formulación de Manning-Strickler

Qsección = A · vllena

A = (π/4) · Ф2

vllena = (1/n) · R2/3 · i1/2

Donde

Ф es el diámetro de la conducción

R es el radio hidráulico de la sección, para el caso de conductor circulares

será de Ф/4

i es la pendiente que presenta el tramo

vllena hace referencia a la velocidad del fluido cuando la sección del conducto

está llena, se incluye como parámetro la pendiente del tramo.

2.1.2 CALADO DE LA SECCIÓN:

Se calcula para cada tramo y sección seleccionada, acudiendo a

nomogramas que relacionan caudal admisible (caudal a sección llena) y caudal

circulante con la relación de alturas de llenado.

2.1.3 VELOCIDAD DEL FLUIDO:

Para secciones llenas parcialmente se acude a nomogramas que relacionan

la velocidad para sección llena y el calado con la velocidad de circulación del fluido.

Nomograma secciones circulares

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,45 0,5 0,55 0,6 0,65 0,7 0,75 0,8 0,85 0,9 0,95 1 1,05 1,1

Relación Q/Qllena

Cal

ado

Nomograma secciones circulares

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

00,05 0,

10,

15 0,2

0,25 0,

30,35 0,

40,

45 0,5

0,55 0,

60,65 0,

70,75 0,

80,

85 0,9

0,95 1

1,05 1,

1

Relación V/Vllena

Cal

ado

2.1.4 PENDIENTE:

Relación entre la diferencia de cotas del tramo en mm y la longitud del

mismo en metros.

P = ∆cotas(mm) / Longitud (m)

2.1.5 PROFUNDIDAD DE LA CONDUCCIÓN:

Se calcula la profundidad de los puntos inicial y final de cada tramo,

respecto de la cota de la rasante. Estableciéndose una profundidad mínima para el

primer pozo de cada sector 2 metros, la profundidad del resto de los pozos se

calculará en función de la longitud del tramo, su pendiente y las cotas del terreno.

Según la siguiente fórmula:

Ppj = Ci – [ Ci – ( Pi + P·Lij ) ]

En la siguiente figura se explica el significado de cada símbolo:

Lij

P

Ppi

Ppj

Ci Cj

Lij Longitud del tramoPpi Profundidad del pozo iCi Cota terreno a la altura del pozo i

Referencia de cotas terreno

P Pendiente del tramo

Terreno

Tramo de condución

2.2 PROCESO DE CÁLCULO

Se desarrolla bajo entorno Excel una hoja de cálculo y se crean macros

(Visual Basic) específicas para el determinar los parámetros necesarios en el cálculo

e integrar los datos correspondientes a las secciones disponibles de cada material.

Se pretende determinar en cada tramo el diámetro del conducto, la

pendiente del mismo y las profundidades de los pozos.

El procedimiento de cálculo es similar para las redes de pluviales y

residuales, simplemente se diferencian a la hora de calcular el caudal asignado a

cada tramo.

CÁLCULO DEL CAUDAL ASIGNADO EN CADA TRAMO

RED DE PLUVIALES

Sup. Parcela

Sup. Viales

Tiempo concentración

Coef.. Escorrentía

Superficie Escorrentía

Intensidad lluvia

Caudal pluvial

Datos Resultados parciales Resultado

CÁLCULO DEL CAUDAL ASIGNADO EN CADA TRAMO

RED DE AGUAS RESIDUALES

Q.minimo

Nº de viviendas Coeficientes Q.medio

Q.máximo

Datos Resultados parciales Resultados

Una vez determinados los caudales de cálculo asignado a cada tramo, se procede a

dimensionar la red, atendiendo al siguiente esquema:

CÁLCULO DE LA SECCIÓN Y PROFUNDIDAD DE LA CONDUCCIÓN

Caudal asignado al tramo

Velocidades y calado

Diámetro seleccionado

Para seleccionar el diámetro adecuado en cada tramo se atiende a varios

condicionantes: capacidad a sección llena mayor al caudal asignado, velocidades

máximas y mínimas dentro de las restricciones (5 y 0’3 m/s respectivamente), para

el tramo de cálculo las secciones de las conducciones aguas arriba serán menores o

a lo sumo iguales. Todos estos condicionantes se engloban en el siguiente esquema

de decisión:

Pendiente asignada al tramo

Longitud del tramo

Profundidad de los pozos

Cota del terreno

Datos Resultados parciales Resultados

Se toma el 1er diámetro de la serie

Se establece la pendiente mínima

¿Es la profundidad de la conducción mayor a 2 metros?

3 RESULTADOS

Se muestran a continuación los resultados obtenidos en el cálculo de las

distintas redes.

¿Es Qsecciónllena mayor de Qcálculo?

Aumentamos la pendiente

NO

SÍ

NO Aumentamos la sección

SÍ

¿Es el diámetro actual mayor oigual que el de aguas arriba?

NO

SÍ

FIN. El diámetro actual es adecuado

RESULTADO DEL CÁLCULO DE LA RED DE EVACUACIÓN DE AGUAS USADAS DOMÉSTICAS

RESULTADOS DEL CÁLCULO DE LA RED DE

EVACUACIÓN DE AGUAS PLUVIALES

ANEXO 3 CÁLCULO DE LOS SISTEMAS DE DEPURACIÓN Y VERTIDO

ANEXO 3 CÁLCULO DE LOS SISTEMAS DE DEPURACIÓN Y VERTIDO 1 CAUDALES Y PARÁMETROS DE DISEÑO………………………………………………………………131 2 SELECCIÓN DE BOMBAS………………………………………………………………………………………131 2.1 BOMBA DE ELEVACIÓN GENERAL………………………………………………………….131 2.2 BOMBA DE EXTRACCIÓN DE LODOS…………………………………………………….135 3 DIMENSIONADO DEL POZO DE BOMBEO…………………………………………………………….139 4 DIMENSIONADO DE LOS ELEMENTOS DE LA LÍNEA DE TRATAMIENTO…………….140 4.1 DATOS DE PARTIDA……………………………………………………………………………….140 4.2 PROCESO DE CÁLCULO………………………………………………………………………….141 4.2.1 DISEÑO DEL REACTOR BIOLÓGICO……………………………………….142 4.2.2 PARÁMETROS DEL PROCESO EN EL REACTOR BIOLÓGICO….148 4.2.3 DISEÑO DEL CLARIFICADOR SECUNDARIO…………………………..150 4.2.4 NEUTRALIZACIÓN Y CONSUMO DE NUTRIENTES………………….152 5 RESULTADOS…………………………………………………………………………………………………………153

1 CAUDALES Y PARÁMETROS DE DISEÑO

Se establecen las siguientes características del afluente:

CARACTERÍSTICAS DEL AFLUENTE

Población equivalente 500 h-e

Dotación 250 l/h-e y día

DBO5 60 gr/h-e y día

Carga Sólidos en suspensión 90 gr/h-e y día

Tª Verano 30 ºC

Tª Invierno 5 ºC

Presión atmosférica 760 mmHg

Para el efluente, se deberá garantizar, después del tratamiento, las

siguientes características:

CARACTERÍSTICAS DEL EFLUENTE

DBO5 40 mg/l

Carga Sólidos volátiles en

suspensión 10 mg/l

Con estos datos, el caudal diario a tratar asciende a un total de 125000

litros.

2 SELECCIÓN DE LAS BOMBAS

2.1 BOMBA DE ELEVACIÓN GENERAL

Esta bomba es la encargada de impulsar el agua bruta que llega al pozo de

desbaste y bombeo, se dimensiona para alcanzar un rendimiento aceptable, y que

al mismo tiempo la potencia demandada no sea muy alta, así mismo el caudal de

diseño tampoco deberá ser muy alto, ya que este factor implicaría un tamaño

excesivo del pozo de bombeo.

Por estas razones se elige como caudal de diseño 5 litros/segundo, con este

valor del caudal se tiene un pozo de bombeo de dimensiones aceptables, y un

régimen de funcionamiento de 4 arranques a la hora. La presión de impulsión será

de 10 m.c.a, con esta altura se garantiza que el agua bruta salve tanto el desnivel

(el conducto de llegada está a 3’48 metros de profundidad) como las pérdidas de

carga en los distintos conductos de la instalación.

Determinación del régimen de funcionamiento:

Caudal diario = 125000 litros -> 5208’33 litros/hora

Para la bomba diseñada Qdiseñobomba = 5 litros/segundos, por lo tanto se

establece un tiempo de funcionamiento de 1042 segundos por cada hora.

Distribuyendo este tiempo en 4 arranques por hora tenemos un régimen de

funcionamiento de 4 arranques por hora, con una duración de unos 261 segundos

por arranque.

Finalmente para seleccionar el tipo de bomba en concreto a emplear, se

utilizó el programa Caprari Pump Tutor 2, facilitado por el fabricante. El modelo

seleccionado es CAPRARI KCVEF 01841NA-E, sus parámetros de trabajo serán:

Qtrabajobomba = 4’91 l/s

Altura de impulsión = 9’64 m

Potencia absorbida = 1’17 kW

Rendimiento = 40’1 %

Altura H(Q=0) = 11’6 m

Intensidad de corriente nominal = 5’9 A

Potencia Nominal = 2’2 kW

A continuación se aprecia las curvas características de la bomba y de

la instalación:

Altura de impulsión

Rendimiento

Potencia en el eje P2

A

47% Rend. hidr.

A

A

0123456789

1011[m]

0

10

20

30

40

[%]

0,4

0,8

1,2

1,6

[kW]

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 [l/s]

1

Las dimensiones de la bomba seleccionada aparecen a continuación:

f

h h

d

t C

F Gg

b

D E

B

ø e

øa

mn

Dnp

Ls3

Ls1

qp

r

A

H

N° W / ø X

DN J K

u

v

DIMENSIONES (mm) W=4

A 485 DN 80/PN10 g 173 LS3 260 p 18

B 296 DNp 80/PN10 h 130 m 280 q 156

b 445 E 148 H 140 n 160 r 110

C 373 F 225 J 160 Фa’’ 2 t 320

D 148 f 40 K 200 Фe 12’5 u 553

d 35 G 148 LS1 425 Фv 18 v 102

Con estos datos podemos recalcular de manera más precisa el régimen de

funcionamiento:

RÉGIMEN DE FUNCIONAMIENTO

Caudal a tratar Qtratamiento 5208’33 l/hora

Caudal bomba Qtrabajobomba 4’91 l/s

Arranques por hora 4 arranques/hora

Duración de cada etapa 266 s

La evolución del volumen de agua acumulado en el pozo de bombeo

se muestra a continuación:

Evolución pozo de bombeo

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75

Tiempo (minutos)

Volu

men

(litr

os)

aportadoevacuadovolumenpozo

Como se puede apreciar el volumen del agua bruta en el pozo de bombeo

oscila entre los 300 litros y los 1300 litros, dependiendo de si la bomba esté o no

en funcionamiento y del tiempo de funcionamiento de la misma.

2.2 BOMBA DE EXTRACCIÓN DE LODOS

Esta bomba es la encargada de impulsar los lodos depositados en el fondo

del clarificador hasta el depósito de lodos o la cabecera de la instalación. Se

dimensiona para alcanzar un rendimiento aceptable, y que al mismo tiempo la

potencia demandada no sea muy alta, así mismo el caudal de diseño tampoco

deberá ser muy alto, ya que este factor implicaría un tamaño excesivo del fondo del

depósito clarificador.

Por estas razones se elige como caudal de diseño 5 litros/segundo, con este

valor del caudal se tiene un clarificador de diensiones aceptables, y un régimen de

funcionamiento de 2 arranques cada 24 horas. La presión de impulsión será de 20

m.c.a, con esta altura se garantiza que el lodo salve tanto el desnivel (el fondo del

depósito está a 2’5 metros por debajo de la cota del terreno) como las posibles

pérdidas de carga en los distintos conductos de la instalación.

Determinación del régimen de funcionamiento:

Caudal diario = 2850 litros -> 119 litros/hora

Para la bomba diseñada Qdiseñobomba = 5 litros/segundos, por lo tanto se

establece un tiempo de funcionamiento de 570 segundos por cada 24 horas.

Distribuyendo este tiempo en 2 arranques tenemos un régimen de funcionamiento

de 2 arranques cada 24 horas, con una duración de unos 285 segundos por

arranque.

Finalmente para seleccionar el tipo de bomba en concreto a emplear, se

utilizó el programa Caprari Pump Tutor 2, facilitado por el fabricante. El modelo

seleccionado es CAPRARI KCMEF 02221NA-E, sus parámetros de trabajo serán:

Qtrabajobomba = 4’785 l/s

Altura de impulsión = 18’3 m

Potencia absorbida = 1’8 kW

Rendimiento = 48’1 %

Altura H(Q=0) = 25’5 m

Intensidad de corriente nominal = 5’26 A

Potencia Nominal = 2’2 kW

A continuación se muestran las curvas características de la bomba, así como

la de la instalación.

Altura de impulsión

Rendimiento

Potencia en el eje P2

A

62,6% Rend. hidr.

A

A

02468

101214161820222426[m]

01020304050

[%]

0,8

1,2

1,6

[kW]

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 [l/s]

Calculation

Las dimensiones se aprecian en el siguiente gráfico:

DIMENSIONES

A 485 DNm 65/PN16 K 185

A 513 E 148 Ls1 395

B 296 F 225 Ls3 230

C 373 G 148 Фb 75

D 148 H 140 Фx 18

DN 65/PN16 J 145 W 4

N° W / ø X

DN J K

ø b

a

F GC

Ls1Ls3

A

HDNmD E

B

Con estos datos podemos recalcular de manera más precisa el régimen de

funcionamiento:

Evolución volumen de lodos

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30

Tiempo (horas)

Volu

men

(litr

os)

AportadoEvacuadoAcumulado

RÉGIMEN DE FUNCIONAMIENTO

Caudal a tratar Qtratamiento 119 l/hora

Caudal bomba Qtrabajobomba 4’785 l/s

Arranques por hora 2 arranques/día

Duración de cada etapa 285 s

3 DIMENSIONADO DEL POZO DE BOMBEO

Según los datos recogidos en el apartado “2.1 Bomba de elevación general”,

el pozo de bombeo debe ser tal que el volumen útil se comprenda entre los 1300

litros y los 300 litros. A continuación se muestra un croquis con las dimensiones

más indicativas del pozo.

45°

30°C/410°45°

ø/2

ø

C/4

C/4

BS

C

C

C

ø/2

4÷5 ø

AS80°L max.

ø/3

X

X

2÷3 ø

sez. X-X

L %

Ø

DIMENSIONES (mm)

AS BS C L% LMAX LMIN Ф

1200 2200 296 63 843 425 300

4 DIMENSIONADO DE LOS ELEMENTOS DE LA LÍNEA DE TRATAMIENTO

4.1 DATOS DE PARTIDA

Población y cargas contaminantes:

Población: 500 hab-eq

Dotación: 250 l/hab-eq día

Carga DBO5: 60 g/hab-eq día

Carga de SS (g/hab-eq día): 90

Condiciones ambientales:

Tª verano: 30 ºC

Tª invierno: 4 ºC

Presión: 760 mmHg

Datos del afluente a tratar:

Caudal: 0’001446759 m3/s

Concentración DBO: 240 mg/l

Concentración VSS: 0 mg/l

Tª verano: 24ºC

Tª invierno: 16 ºC

Alcalinidad (CaCo3): 50 mg/l

Nitrógeno (NTK): 60 mg/l

Fósforo (P): 1 mg/l

Datos del efluente:

Concentración DBO máxima permitida (Sefinal): 40 mg/l

Concentración VSS máxima permitida: 10 mg/l

Concentración NVSS máxima permitida: 0

Parámetros de trabajo del reactor:

Porcentaje de sólidos no volátiles en MLSS (Fv): 80%

Concentración de VSS en reactor: 2500 mg/l

Parámetros biocinéticos de referencia a 20ºC:

k : 0’0075 l/mg día

Y: 0’73 kg MLVSS/ kg DBO consumida

Kd : 0’075 1/día

b: 0’1065 1/día

a: 0’52 kg O2/ kg DBOconsumida

Parámetros de trabajos en la extracción de lodos:

Concentración de VSS en extracción: 7000 mg/l

El esquema de la ETAR es el siguiente:

Alimentaciónfresca

QfSfXv,fXnv,f

Qo

Xnv,oXv,oSo

Alimentacióncombinada

Qaire

BiológicoReactor

SeXv,aXnv,a

ReactorSalida

Qo

Xnv,aXv,aSe

SecundarioDecantador

Xnv,aXv,aSe

Tw

Qo

Xnv,aXv,aSe

Efluente

LodosExtracción

SeXv,uXnv,u

Qu

Qr

Xnv,uXv,uSe

LodosRecirculación

PurgaCorriente

Se

Xnv,uXv,u

Qw

4.2 PROCESO DE CÁLCULO

Se realizará un tanteo preliminar para determinar las condiciones de trabajo

en verano e invierno, con este paso se pretende establecer el volumen de reactor

adecuado para conseguir un efluente con concentraciones adecuadas a las

condiciones de vertido.

Una vez determinadas las condiciones de trabajo en invierno y verano

(temperaturas) y el volumen adecuado del reactor, se calcularán todos los

parámetros propios del tratamiento (concentraciones, demandas de oxígeno,

tiempo de residencia, producción de lodos…)

A continuación se diseñará el clarificador de manera que las condiciones

obtenidas en el vertido sean las previstas.

Por último se realizará un estudio de neutralización para determinar la

necesidad de realizar tratamientos para reducir la alcalinidad y la demanda de

nutrientes.

4.2.1 DISEÑO DEL REACTOR BIOLÓGICO

Partiendo de los datos del apartado 4.1 se realizará un tanteo para calcular

las condiciones de trabajo del reactor biológico según se indica en el siguiente

diagrama de flujos que describe el sistema iterativo de decisión adoptado:

1.- Estimación de Tª licor

2.- Tiempo de residencia

Criterio1 Criterio 2

3.-Volumen reactor

4.- Condiciones de trabajo obtenidas

5.- Demandas de O2 y aire

1.- Estimación de temperatura del licor: se toman temperaturas de trabajo

para el licor, tanto en verano como en invierno.

2.- Cálculo de los parámetros biocinéticos a la temperatura estimada: para

introducir el efecto de la temperatura en la cinética de la reacción se recalculan los

parámetros de la reacción para las temperaturas estimadas en verano e invierno.

Los parámetros dependientes de la temperatura son K, Kd y b:

K (Tª) = K (20ºC) · 1’03(Tª - 20)

Kd (Tª) = Kd (20ºC) · 1’05(Tª - 20)

6.- Balance térmico reactor

¿Tw = Testimada? No

Testimada = Tw

Sí .Fin

b (Tª) = b (20ºC) · 1’05(Tª - 20)

3.- Cálculo del volumen del reactor biológico: Se atiende a dos criterios para

determinar el volumen del reactor biológico necesario para obtener condiciones de

salida del efluente admisibles.

Criterio 1: Obtención de Se máximo permitido:

Con este criterio se calcula el volumen mínimo de reactor tal que las

condiciones de salida del efluente (Se) sean admisibles, con un volumen por debajo

de éste las condiciones de diseño no serán admisibles, de manera que marcará una

cota inferior para el volumen de reactor adoptado.

Este criterio hace referencia a las curvas [A/M]->ψ y [A/M]->IVL

Correlación [A/M] -> ψ

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8[A/M] (1/días)

ψ

Curva [A/M]-> IVL

0102030405060708090

0,17 0,211 0,28 0,427 0,6 0,7 0,825 0,85[A/M] (1/días)

IVL

C

Se supone un valor de ψ, entonces se realizan los siguientes cálculos:

t = Tiempo de residencia = (Sf –Se) / (K(T) · XV,a · Se) (días)

Donde Se se calcula como

Se = Sefinal · ψ · XV,e (mg/l)

[A/M] = Sf / (Xv,a · t) (1/días)

Con el valor de [A/M] se va a la curva [A/M]-> ψ y se comprueba si el valor

obtenido de ψ se corresponde con el supuesto inicial. Si es así la iteración a

finalizado y por lo tanto el tiempo de residencia es el calculado, determinando el

volumen como: Volumen = Qf · t

Se determina además el parámetro de sedimentación según la curva [A/M]-

> IVL para comprobar que con ese tiempo el lodo obtenido presenta condiciones de

sedimentación admisibles.

Criterio 2.- Obtención de condiciones óptimas de sedimentación:

Con este criterio se pretende obtener un lodo con las mejores condiciones de

sedimentación, este factor favorecerá el proceso de clarificación secundaria que

sigue al reactor biológico.

Para ello se parte de un valor de [A/M] tal que las condiciones obtenidas

sean las óptimas para la sedimentación del lodo a tratar, por lo tanto se utilizará la

curva [A/M]->IVL del lodo particular:

Curva [A/M]-> IVL

0102030405060708090

0,17 0,211 0,28 0,427 0,6 0,7 0,825 0,85[A/M] (1/días)

IVL

C

En nuestro caso tomamos [A/M] = 0’6 (que es el óptimo)

Con ese valor de [A/M]óptimo se calcula el tiempo de residencia

t = Tiempo de residencia = Sf / (Xv,a · [A/M]óptimo) (días)

Se calculan las condiciones de salida del efluente, para comprobar que sean

admisibles:

Se = Sf / ( 1 + K(T) · XV,a · t ) (mg/l)

Si las condiciones Se son aceptables para los valores de diseño adoptados, el

tiempo de residencia será válido. Y el volumen se calcula como:

Volumen = Qf · t

Finalmente se adoptará el volumen del reactor más favorable.

4.- Condiciones de trabajo obtenidas: se calculan los valores de Sefinal, Se y

DBOconsumida para el volumen adoptado y las temperaturas supuestas:

Sefinal = valor impuesto en los parámetros de partida

Se = Sefinal · ψ · XV,e (mg/l)

DBOconsumida = Qf · (Sf – Se) (kg/día)

5.- Demanda de oxígeno y aire:

O2demandado = a· (Sf –Se)·Qf + b·XV,a·V (kg/día)

Qaire = Cm · O2demandado / (%peso O2aire · ε) (kg/día)

Donde:

ε = eficiencia de la difusión = 10 %

%peso O2aire = 23’23 %

Cm = coeficiente de mayoración = 2

6.- Cálculo de la temperatura del licor: se establece un balance energético

en el reactor para recalcular la temperatura del licor.

AIRE Tw

Qf Tf

La alimentación total al reactor se puede dividir en dos, la reclicada (que no

contribuye al intercambio térmico) y la del afluente (que pasa de Tf a Tw)

El caudal de aire sufre un calentamiento debido al proceso de compresión

considerado no isentrópico, se supone que el aire es capaz de alcanzar la

REACTOR BIOLÓGICO (Tªequilibriolicor = Tw)

Qf Tw

Qr Tw

AIRE T2,P2

Compresor

Qr Tw

AIRE Tamb Pamb

temperatura de equilibrio del reactor en su recorrido, debido a que se infiltra en

forma de pequeñas burbujas.

Donde:

Tw = [Qf·Cpf·Tf + Qaire·Cpaire·T2] / [Qf·Cpf + Qaire·Cpaire] es la temperatura de equilibrio

en e reactor biológico.

T2 = (1/ηisentrópico)· Tamb · [P2 / Pamb][(γ-1)/γ] como consecuencia del proceso

isentrópico que se da en el compresor.

γ = 1’4

ηisentrópico = 0’8

(P2/Pamb) = 4

Una vez calculada la temperatura Tw (de verano e invierno) se comparará

con la Tª estimada inicial, si la diferencia es menor de 1 grado se considerará válida

la temperatura supuesta, dando por finalizado el proceso iterativo. En caso

contrario se retoma el paso segundo de la iteración con la temperatura calculada en

este apartado.

4.2.2 PARÁMETROS DEL PROCESO EN EL REACTOR BIOLÓGICO

Una vez se ha determinado el volumen del reactor biológico y las

temperaturas de funcionamiento, se calculan todos los parámetros que determinan

el proceso de digestión de los residuos:

1.-Producción neta de biomasa:

∆XV = Y·(Sf-Se)·Qf – Kd·XV,a·V (kg(día)

2.-Cálculo de la relación de reciclado:

r = (Qf·XV,a - ∆XV –XV,f)/(Qf·(XV,u-XV,a)

3.- Cálculo del tiempo de residencia hidráulica:

th = t/(1+r) (días)

4.-Condiciones de efluente obtenidas:

DBOconsumida = Qf · (Sf –Se) (kg/día)

5.-Cálculo de caudales:

Caudal de reciclado = Qr = r · Qf

Caudal de alimentación combinada = Qo = Qf (1+r) (m3/s)

Caudal de purga de lodos = Qw = (∆XV+ Qf·XV,f - Qf·XV,e)/(XV,u-XV,e) (m3/día)

Caudal del efluente = Qe = Qf – Qw (m3/día)

Caudal de extracción de lodos = Qu = Qr + Qw

6.- Balance de materia de los sólidos no volátiles:

Sólidos no volátiles a la salida del reactor: XNV,a = (1-FV)·XV,a / FV (mg/l)

Sólidos no volátiles en la alimentación combinada: XNV,o = XNV,a (mg/l)

Sólidos no volátiles en el clarificador secundario: XNV,u = Qf·(1+r)·XNV,a / Qu (mg/l)

Sólidos no volátiles en la alimentación combinada: XNV,f=(1+r)·XNV,a –r·XNV,u (mg/l)

7.- Concentraciones en la alimentación combinada:

So = (Sf + r·Se)/(1+r) (mg/l)

XV,o = (XV,f+r·XV,u)/(1+r) (mg/l)

8.- Evaluación de DBOtotal del efluente:

DBOtotalefluente = Se + ψ·XV,e

9-Producción de lodos:

Sólidos volátiles en la purga (VSS)w=∆XV + Qf·XV,f –Qe·XV,e (kg/día)

Sólidos no volátiles en la purga (NVSS)w = Qw·XNV,u = Qf·XNV,f (kg/día)

Producción total de lodos (TSS)w = (VSS)w + (NVSS)w

10.- Tiempo de residencia de los lodos:

Tiempo de residencia medio θm = (XV,a·V)/[Y·(Sf-Se)·Qf+Qf·XV,f] (días)

Edad de los lodos θc = (XV,a·V)/(∆XV) (días)

Edad mínima de los lodos θcmin = 1/(Y·k·Sf – Kd) (días)

4.2.3 DISEÑO DEL CLARIFICADOR SECUNDARIO

Se calculará la superficie mínima del clarificador tomando como datos de

partida los siguientes:

Concentración de sólidos en el afluente al clarificador Xv,a

Concentración de sólidos admisible en el efluente del clarificador VSS

Concentración en la extracción de lodos XV,u

Curva de sedimentación considerada para los lodos:

Curva de sedimentación por zonas (VSZ)

0

200

400

600

800

1000

1200

0 2,5 5 7,5 10 12,5 15 20 25 30 35 40 45

Tiempo se sedimentación (min)

Altu

ra d

e la

inte

rfase

(ml)

Curva del flujo de sólidos considerada:

Curva del f lujo total de sólidos

0

20

40

60

80

100

120

0 500 1000 2000 3000 3500 4000 4500 5000 5500 6000 6500 7000

Concentración de sólidos (mg/l)

Fluj

o de

sól

idos

(kg/

m2·

día)

Para calcular el área mínima del clarificador se calculará según dos criterios:

Criterio 1.- Clarificación de los lodos:

A partir de la curva VSZ propuesta se determina la velocidad mínima de

sedimentación (ésta se corresponde con el máximo tiempo de sedimentación), esta

velocidad es Vs

Se calcula el área según la fórmula:

Aclarificador = Qo/VS m2

Criterio 2.- Espesamiento de los lodos:

Se determina el flujo de lodos a partir de la curva considerada, Gt en función

de la concentración de sólidos en el afluente al clarificador. Una vez obtenido Gt se

calcula el área según:

Aclarificador = M/Gt m2

Donde M es la cantidad de sólidos incorporados al clarificador en un día.

La superficie de clarificador a adoptar será mayor que las calculadas.

4.2.4 NEUTRALIZACIÓN Y CONSUMO DE NUTRIENTES

1.-Alcalinidad: se determinará la necesidad de tratamiento de las aguas para

reducir su alcalinidad antes de realizar el vertido, para ello se calcula la alcalinidad

consumida y la inicial, si la alcalinidad inicial es mayor a la consumida será

necesario reducirla mediante tratamientos terciarios.

Alcalinidad consumida = DBO5consumida · 0’5

Alcalinidad inicial = Qf · Concentración CaCO3 reactor

2.- Nitrógeno: se realiza un balance de nitrógeno en el proceso para estudiar la

necesidad de introducir o no nitrógeno.

N perdido en la purga de lodos = Npurga = 0’12 · ∆XV (kg/día)

N perdido en el efluente = Nefluente = Qf ·1 (kg/día)

N perdido total = N perdidototal = Npurga + Nefluente (kg/día)

N disponible = Ndisponible = Qf · NTK (kg/día)

3.- Fósforo: se realiza un balance de fósforo en el proceso para estudiar la

necesidad de introducirlo o no.

P perdido en la purga de lodos = Ppurga = 0’02 · ∆XV (kg/día)

P perdido en el efluente = Pefluente = Qf ·0’5 (kg/día)

P perdido total = P perdidototal = Ppurga + Pefluente (kg/día)

P disponible = Pdisponible = Qf · [P] (kg/día)

5 RESULTADOS

A continuación se muestran los resultados asociados al cálculo del proceso

de tratamiento de las aguas residuales.

RESULTADO DEL CÁLCULO DE LOS SISTEMAS DE DEPURACIÓN Y VERTIDO

ANEXO 4 CÁLCULO DE LAS REDES ELÉCTRICAS Y ALUMBRADO PÚBLICO

ANEXO 4 REDES ELÉCTRICAS Y ALUMBRADO PÚBLICO 1 CÁLCULO DE LAS REDES DE DISTRIBUCIÓN DE ALTA TENSIÓN………………………163 1.1 CARACTERÍSTICAS DEL MATERIAL SELECCIONADO……………………………163 1.2 PARÁMETROS NECESARIOS PARA EL CÁLCULO………………………………….164 1.3 FORMULACIÓN……………………………………………………………………………………….164 1.3.1 INTENSIDAD DE CORRIENTE EN RÉGIMEN PERMANENTE…….164 1.3.2 CAÍDA DE TENSIÓN…………………………………………………………………164 1.3.3 INTENSIDAD DE CORTOCIRCUITO…………………………………………165 1.3.4 TIEMPO DE CORTOCIRCUITO…………………………………………………165 1.4 RESULTADOS………………………………………………………………………………………….165 2 CÁLCULO DE LOS CENTROS DE TRANSFORMACIÓN………………………………………….168 2.1 DATOS DE PARTIDA……………………………………………………………………………….168 2.2 FORMULACIÓN……………………………………………………………………………………….169 2.2.1 INTENSIDADES……………………………………………………………………….169 a) Intensidad nominal en el primario b) Intensidad nominal en el secundario c) Intensidad de cortocircuito en el primario d) Intensidad de cortocircuito en el secundario 2.2.2 EMBARRADO……………………………………………………………………………170 a) Densidad de corriente b) Solicitación electrodinámica c) Solicitación térmica en cortocircuito 2.2.3 PROTECCIONES……………………………………………………………………….172 a) Protecciones en alta tensión b) Protecciones en baja tensión 2.2.4 VENTILACIÓN………………………………………………………………………….173 2.2.5 SISTEMA DE PUESTA A TIERRA………………………………………………174 a) Investigación de las características del suelo b) Determinación de las corrientes máximas de puesta a tierra

y del tiempo máximo correspondiente a la eliminación del defecto

c) Parámetros característicos del sistema de puesta a tierra d) Valores máximos admisibles de las tensiones e) Separación entre líneas de protección y servicio 2.3 RESULTADOS………………………………………………………………………………………….176 2.3.1 INTENSIDADES……………………………………………………………………….176

a) Intensidad nominal en el primario b) Intensidad nominal en el secundario c) Intensidad de cortocircuito en el primario d) Intensidad de cortocircuito en el secundario 2.3.2 EMBARRADO……………………………………………………………………………177 a) Densidad de corriente b) Solicitación electrodinámica c) Solicitación térmica en cortocircuito 2.3.3 PROTECCIONES……………………………………………………………………….178 a) Protecciones en alta tensión b) Protecciones en baja tensión 2.3.4 VENTILACIÓN………………………………………………………………………….179 2.3.5 INSTALACIÓN DE PUESTA A TIERRA………………………………………179 a) Valores máximos admisibles en las tensiones b) Configuraciones elegidas en los sistemas de puesta a tierra c) Separación entre líneas de protección y servicio 3 CÁLCULO DE LAS REDES DE DISTRIBUCIÓN DE BAJA TENSIÓN……………………….182 3.1 CARACTERÍSTICAS DEL MATERIAL SELECCIONADO……………………………182 3.2 PARÁMETROS NECESARIOS PARA EL CÁLCULO……………………………………182 3.3 FORMULACIÓN……………………………………………………………………………………….182 3.3.1 INTENSIDAD DE CORRIENTE RÉGIMEN PERMANENTE………….182 3.3.2 CAÍDA DE TENSIÓN…………………………………………………………………182 3.3.3 RESISTENCIA………………………………………………………………………….184 3.3.4 INTENSIDAD DE CORTOCIRCUITO…………………………………………184 3.3.5 TIEMPO DE CORTOCIRCUITO…………………………………………………185 3.4 PROCESO DE CÁLCULO Y DIMENSIONADO………………………………………….185 3.5 RESULTADOS………………………………………………………………………………………….186

4 CÁLCULO DEL ALUMBRADO PÚBLICO………………………………………………………………….195

4.1 DETERMINACIÓN DE LAS LUMINARIAS………………………………………………..195

4.2 CÁLCULO DE LA CIMENTACIÓN DE LOS BÁCULOS………………………………195

1 CÁLCULO DE LAS REDES DE DISTRIBUCIÓN DE ALTA TENSIÓN

Los cálculos de las líneas se encaminan a elegir la sección adecuada de los

conductores de manera que se adecue a las premisas siguientes:

* La intensidad circulante por el cable en régimen permanente será menor a

la intensidad de corriente máxima admisible por el mismo, siguiendo

especificaciones propias del fabricante.

* La caída de tensión en el caso de los cables de media tensión tiene poca

importancia, ya que al transportar energía a alta tensión se reducen

considerablemente las intensidades, por lo cual las caídas de tensión y pérdidas de

potencia se minimizan considerablemente.

* La densidad de corriente será admisible para la sección elegida en caso de

cortocircuito según el criterio de la Norma UNE 21145, esto significa que el cable

podrá estar sometido a sobreintensidades sobre la máxima admisible, mencionada

anteriormente, durante un tiempo antes de que actúen las protecciones. En

concreto este tiempo viene fijado por la ley de calentamiento adiabático I2 t = k S2,

donde I es intensidad en Amperios, es tiempo en Segundos, k es una constante que

depende del material del cable S es la sección en mm2. Hay que tener en cuenta

que nuestra red de alta tensión viene protegida por relés tarados a 0’5 segundos,

por lo que éste será el tiempo máximo de cortocircuito considerado.

1.1 CARACTERÍSTICAS DEL MATERIAL SELECCIONADO

Se selecciona como tipo de cableado VOLTALENE H de PIRELLI de sección

150 mm2, fabricados de conformidad con la Norma UNE 21022, UNE-HD 620-7E;

con tensión de aislamiento 12/20. El conductor será aluminio. La composición de

estos cables es:

-Conductor: cuerda redonda compacta de hilos de aluminio, clase 2,

conforme a norma UNE 21022

-Semiconductor interno: capa extrusionada de material conductor

-Aislamiento: polietileno reticulado (XLPE)

-Semiconductor externo: capa extrusionada de material conductor separable

en frío.

-Pantalla metálica: hilos de cobre en hélice, sección total 16 mm2

-Protección longitudinal al agua: cordones hinchantes

-Cubierta exterior: poliolefina termoplástico (Z1)

1.2 PARÁMETROS NECESARIOS PARA EL CÁLCULO

-Condiciones de instalación señaladas en el apartado 5.1.1

-Temperatura del terreno 30 ºC.

-Terreno seco (resistividad del terreno 200ºC-cm/W) .

-Cada zanja podrá estar compartida por varias líneas, guardando siempre la

distancia de seguridad necesaria.

-Tensión nominal 12/20 kV.

-cosφ = 0’9

-ε= 4%, tensión de cortocircuito en % del transformador. Tal como indica la

Norma UNE 21428-1-2 para el tipo de transformador considerado en el apartado

6.4.3.5 del documento MEMORIA.

-Potencia de cada transformador Sn 400 kVA

-Coeficientes de seguridad para los cables proporcionados por el fabricante,

en función a las condiciones de instalación de los mismos.

-Propiedades del cable VOLTALENE H (RHZ1) de 150 mm2:

Intensidad máxima admisible a régimen permanente: 300 A

Resistencia unitaria: 0’277 Ω/km

Resistencia unitaria: 0’112 Ω/km

1.3 FORMULACIÓN

1.3.1 INTENSIDAD DE CORRIENTE EN RÉGIMEN PERMANENTE:

I1= Sn / (√3 · U1) ; donde:

-Sn = Potencia nominal de la línea en kVA

-U1 = Tensión nominal de la línea de alta tensión, en kV

1.3.2 CAÍDA DE TENSIÓN:

C.T.= √3 ·L·I·(R·cosφ + X·senφ ); donde:

-L: longitud del tramo en kilómetros

-I: intensidad en régimen permanente en Amperios

-R: resistencia por unidad de longitud (Ω/km)

-X: reactancia por unidad de longitud (Ω/km)

-cosφ: factor de potencia (se tomará 0’9)

1.3.3 INTENSIDAD DE CORTOCIRCUITO:

Icc= Scc / (√3 · U1) ; donde:

-Scc = potencia de cortocircuito de la red en Watios

-U1 = tensión nominal de la red en Voltios

1.3.4 TIEMPO DE CORTOCIRCUITO: es el tiempo máximo al que puede estar

sometido el cable para la sobreintensidad considerada alcanzándose la temperatura

máxima admisible del cable, se calcula por la ley de calentamiento adiabático.

I2 t = k S2, donde:

-I es la intensidad considerada (Amperios)

-t es el tiempo en segundos

-k constante del material, para el aluminio tomamos 8649, según

indicaciones del fabricante.

-S es la sección del cable considerado en mm2

Este tiempo marca el límite máximo para la actuación de las protecciones

previstas.

Teniendo en cuenta que la línea está protegida en su salida por relés tarados

a 0’5 segundos, habrá que corroborar que para 0’5 segundos la intensidad máxima

admisible sea mayor que la intensidad de cortocircuito.

1.4 RESULTADOS

En las siguientes tablas se muestran los resultados correspondientes a los

cálculos para el cable seleccionado

RESULTADO DEL CÁLCULO DE LA RED DE

DISTRIBUCIÓN EN ALTA TENSIÓN

2 CÁLCULO DE LOS CENTROS DE TRANSFORMACIÓN

En este apartado se determinan las condiciones mínimas del embarrado y la

sección mínima de las rejillas de ventilación. Los resultados obtenidos se encaminan

a asegurar:

* Estabilidad del embarrado frente a solicitaciones térmicas, tanto en

régimen permanente como en cortocircuitos.

* Estabilidad estructural del embarrado frente a solicitaciones

electrodinámicas originadas por las intensidades de corriente de cortocircuito.

* Asegurar la correcta ventilación del centro de transformación para evacuar

el calor generado, manteniendo las condiciones de trabajo óptimas. Con este fin se

deberá dotar de una superficie suficiente para realizar la renovación de aire

necesaria.

2.1 DATOS DE PARTIDA

-Tensión nominal en primario (U1)………………….……………..…….…………….. 20 kV

-Tensión máxima de servicio en primario……………………………………….…….24 kV

-Tensión nominal en secundario (U2)……………………………....….…………….. 400 V

-Tensión de cortocircuito(εcc)…………….…………...…………………..……………………4%

-Número de fases………………………………………..………………..…………….……………… 3

-Frecuencia nominal…………………………………………………………………….….……. 50 Hz

-Nivel de aislamiento a frecuencia industrial (1’)………………………..………. 50 kV

-Nivel de aislamiento a impulsos tipo rayo………………………..…….………… 125 kV

-Potencia nominal del transformador(Sn)…………………………….….…….……400 kVA

-Potencia de cortocircuito en la red de alta(Scc)…………………..…....…….350 MVA

-Tiempo de cortocircuito (tiempo de falta) de la red ……………..……. …..0’5 seg

2.2 FORMULACIÓN

2.2.1 INTENSIDADES

a) Intensidad en el primario (I1) en amperios:

I1= Sn / (√3 · U1) ; donde:

-Sn = Potencia nominal del tranformador en kVA

-U1 = Tensión nominal de la línea de alta tensión, en kV

b) Intensidad en el secundario (I2) en amperios:

I2= Sn / (√3 · U2) ; donde:

-Sn = Potencia nominal del tranformador en kVA

-U2 = Tensión nominal de la línea de alta tensión, en kV

c) Intensidad de cortocircuito en el primario del transformador (Icc1) en

amperios:

Icc,p,1 = Scc / (√3 · U1)

Icc,max,1 = √2 · 1’8 · Icc,p,1

Donde:

-Icc,p,1 = corriente de cortocircuito permanente en el primario

-Icc,max,1 = corriente de cortocircuito máxima en el primario

-Scc = potencia de cortocircuito en la línea de alta

-U1 = tensión nominal en el primario

d) Intensidad de cortocircuito en el secundario del transformador (Icc2) en

amperios:

Icc,p,2 = I2 / εcc

Icc,max,2 = √2 · 1’8 · Icc,p,2

Donde:

-Icc,p,2 = corriente de cortocircuito permanente en el primario

-Icc,max,2 = corriente de cortocircuito máxima en el primario

-εcc = relación de cortocircuito del transformador, 4%

2.2.2 EMBARRADO

Las características del embarrado suministrado en las celdas seleccionadas

son:

Intensidad asignada: 400 A

Límite térmico,1 s: 16 kA eficaces

Límite electrodinámico: 40 kAcresta

Dicho embarrado debe soportar la intensidad nominal sin superar la

temperatura de régimen permanente (comprobación por densidad de corriente), así

como los esfuerzos electrodinámicos y térmicos que se produzcan durante un

cortocircuito.

a) Cálculo por solicitación térmica del embarrado, o de densidad de

corriente admisible, en régimen permanente:

Para tener en cuenta los efectos térmicos, la sección de los conductores será

tal que la temperatura máxima admitida en conductores desnudos para la

intensidad nominal de servicio en régimen permanente no sea superior a 80 ºC. En

todo momento, según MIE-RAT 05, el diámetro mínimo o sección equivalente de los

conductores será tal que su resistencia eléctrica sea inferior a la de una varilla de

cobre de 0’8 cm de diámetro, esto equivale a tomar secciones mayores a 50 mm2

en el caso de que los conductores sean de cobre. En nuestro caso, la intensidad

asignada en el diseño del embarrado (400 A) es mucho mayor a la intensidad real

que circulará por ellos (unos 12 A).

b) Solicitación electrodinámica

Se deberá asegurar la integridad estructural de los conductores en caso de

cortocircuito, debido a que aparecen por efectos electrodinámicos fuerzas no

despreciables sobre los embarrados al recorrerlos intensidades de corriente

elevadas.

Según MIE RAT 05, la tensión originada en el conductor debe ser menor al

valor de la carga de rotura de tracción del material de los conductores (daN/cm2) .

La tensión se calcula según la expresión:

σoriginada = (I2ccp · L2 )/( 60 · d · W )≤ σrotura; donde:

- Icc,p es la intensidad de cortocircuito en permanente que recorre el

conductor en kA.

- L es la longitud considerada entre los apoyos del embarrado, en metros.

-d es la distancia entre conductores (fases) en cm, especificada en MIE RAT

12 “Aislamiento”.

-W es el módulo resistente en cm3 mínimo que presenta la sección a

calcular.

Cabe señalar que ésta expresión considera el caso más desfavorable de los

posibles, en el que los conductores se suponen simplemente apoyados sobre los

aisladores, estando situados éstos en los extremos. Otras formulaciones menos

conservadoras consideran los apoyos como empotrados.

c) Solicitación térmica a cortocircuito del embarrado

Se debe asegurar que con la sección de los conductores propuesta, el

incremento de temperatura durante el cortocircuito máximo será admisible sin que

se ponga en riesgo la integridad del embarrado. Se aplicará la expresión:

S = (Icc.max /k) · (t/∆T)0’5 ; donde :

-S es la sección considerada en mm2

-Icc.max es la intensidad máxima de cortocircuito a considerar en A

-k es una constante que depende de la capacidad térmica del conductor y de

su resistividad media en el intervalo de temperatura considerado, se considera un

valor de k = 12.

-∆T es el incremento de temperatura admisible, se toma 150 ºC

-t es el tiempo de disipación de la falta en segundos, se toma 1 segundo.

2.2.3 PROTECCIONES

Los centros de transformación estarán dotados de la aparamenta eléctrica

necesaria para su protección. En el lado de alta tensión, la protección la llevan a

cabo las celdas asociadas a los transformadores; en el lado de baja tensión la

protección se realiza en los cuadros de BT.

a) Protección en alta tensión

La protección general en AT de los centros de transformación se realiza

mediante:

Celda de línea:

Interruptor-Seccionador en carga SF6 24 kV In=400 A

Celda de protección:

Interruptor-Seccionador en carga SF6 24 kV, In=400 A

Seccionador de puesta a tierra inferior y superior

Juego de tres cartuchos fusibles FUSARC-CF de calibre I A

Determinación del calibre de los fusibles FUSARC-CF:

Un transformador impone principalmente tres esfuerzos a un fusible; por eso

los fusibles deben ser capaces de:

1.Resistir sin fusión intempestiva a la intensidad de cresta del arranque que

acompaña a la conexión del transformador. La intensidad de fusión del fusible a 0’1

segundos (If 0’1 s)debe ser más elevada que 12 veces la intensidad nominal del

transformador (Intransfo)

If(0’1 s) > 12 · Intransfo

2.Cortar las corrientes de defectos a las bornas del secundario del

transformador. El fusible asignado a la protección de un transformador debe evitar,

cortando antes, el cortocircuito previsto para este transformador (Icc).

Icc> If (2 s)

3.Soportar la intensidad de servicio continuo y las eventuales sobrecargas.

La intensidad nominal del fusible tiene que ser superior a 1’4 veces la intensidad

nominal del transformador.

Infusible > 1’4 · Intransfo

b) Protección en baja tensión

En el circuito de baja tensión de los transformadores, según RU6392, se

instalará un cuadro de Distribución de 4 salidas ampliables a 4 más. Se instalarán

fusibles en todas las salidas, con una intensidad nominal igual o inmediatamente

superior al valor de la intensidad exigida a esa salida, y con un poder de corte

mayor o igual a la corriente de cortocircuito máxima de cada línea.

2.2.4 VENTILACIÓN

Se considera que el transformador tiene un rendimiento del 98% a plena

carga, esto conlleva unas perdidas Wp, estas pérdidas se disipan en forma de calor,

que deberá ser evacuado por convección. La cantidad de aire necesaria para

evacuar una potencia Wp, será:

Q aire = Wp/(Cp · ∆T) m3/seg

Donde :

-Wp es la potencia a evacuar en kW

-Cp es el calor específico por m3 del aire, para el intervalo de temperaturas

considerado. Se toma como valor de Cp 1’16 kJ/ºC·m3

-∆T es el incremento de teperatura previsto para el aire, se toma 15ºC

Una vez calculado el caudal de aire a ventilar, se propone una superficie

mínima de rejillas para que la circulación de aire sea la prevista, supuesto una

diferencia de cotas entre entrada y salida de 2 metros:

S reja = Q/v sal m2

Donde:

-Q es el caudal de aire a ventilar en m3/seg

-vsal es la velocidad del aire supuesta, se tomará 0’7 m/seg.

2.2.5 SISTEMA DE PUESTA A TIERRA

Se siguen las Recomendaciones UNESA “Método de cálculo y proyecto de

instalaciones de puesta a tierra para centros de transformación conectados a redes

de tercera categoría”.

a) Investigación de las características del suelo

Se supone que el terreno donde se instalarán cada uno de los centros de

transformación presentan una resistividad media ρs de 100 Ω x m. Para el piso del

interior de los centros de transformación (hormigón) se tomará un valor de la

resistividad de ρh 3000 Ω x m.

b) Determinación de las corrientes máximas de puesta a tierra y del tiempo

máximo correspondiente a la eliminación del defecto

Se tomarán para ambos centros de transformación una intensidad de

corriente máxima de 300 A, ya que estos valores dependen de las condiciones de la

red de alta tensión, desconocidas para nosotros.

En cuanto al tiempo de eliminación del defecto se toma 1 segundo para

ambos centros.

c) Parámetros característicos del sistema de puesta a tierra

* Tierra de protección y de servicio

-Resistencia del sistema de puesta a tierra Rt = Kr · ρ (Ω)

-Tensión de defecto Vd = Rt · Id (V)

-Tensión de paso máxima V’p = kp · ρs · Id (V)

-Tensión de contacto exterior máxima V’c = kc · ρs · Id

Donde :

Kr , kp , kc son parámetros dependiente de la disposición de los electrodos

ρs es la resistividad del terreno

Id es la intensidad de corriente máxima de puesta a tierra

Al existir un mallazo en la solera del centro, unido al electrodo de tierra y a

los elementos accesibles al operador que pudieran estar en tensión, el interior del

centro de transformación será una superficie equipotencial, de manera que no

existirá riesgo de contactos. Para este tipo de instalaciones, la tensión de paso de

acceso (un pie en el centro y otro en el exterior) es equivalente al valor de la

tensión de contacto exterior máxima.

d) Valores máximos admisibles de las tensiones

Deberá comprobarse que para las configuraciones elegidas para los

electrodos de protección y de servicio, las tensiones generadas sean siempre

inferiores a las máximas admisibles, calculadas según las fórmulas siguientes:

- Tensión admisible de paso (V) ………………………Vp = (10 · k / tn )· (1 + (6ρs/1000))

- Tensión admisible de paso de acceso(V) Vpacceso = (10 · k / tn )· (1 + ((3ρs+3ρh)/1000))

-Tensión admisible de contacto en el interior (V).. Vc = ( k / tn )· (1 + (1’5ρs/1000))

Donde:

-k y n son parámetros dependientes del tiempo, tabulados en MIE RAT 13

-t es el tiempo de eliminación del defecto en segundos

- ρh es la resistividad del hormigón

-Condiciones a cumplir por los electrodos de tierra

-Protección de la aparamenta de baja tensión: Vd ≤ Vbt

-Vbt es la tensión soportada a frecuencia industrial por la aparamenta de

baja tensión .

e) Separación entre líneas de protección y servicio

Será función de la intensidad de defecto y de la resistividad del terreno

según se indica en las Recomendaciones UNESA “Método de cálculo y proyecto de

instalaciones de puesta a tierra para centros de transformación conectados a redes

de tercera categoría”.

2.3 RESULTADOS

Conforme a la formulación antes mostrada se obtienen los siguientes

resultados:

2.3.1 INTENSIDADES

a) Intensidad en alta tensión

Transformador Potencia

Sn(kVA)

Tensión nominal

U1 (kV)

Intensidad

I1 (A)

CT I 400 20 11’55

CT II 400 20 11’55

b) Intensidad en baja tensión

Transformador Potencia

Sn(kVA)

Tensión nominal U2

(kV)

Intensidad

I2 (A)

CT I 400 0’4 577’35

CT II 400 0’4 577’35

c) Intensidades de cortocircuito en el primario

Transformador

Potencia

corto.

Scc (MVA)

Tensión

nominal U1

(kV)

Intensidad

corto.

permanente

Icc,p,1 (KA)

Intensidad

corto máx.

Icc,max,1 (KA)

CT I 350 20 10’10 25’7

CT II 350 20 10’10 25’7

d) Intensidades de cortocircuito en el secundario

Transformador Intensidad.

I2 (A)

Tensión corto

εcc (%)

Intensidad

corto.

permanente

Icc,p,2 (KA)

Intensidad

corto máx.

Icc,max,2 (KA)

CT I 577’35 4 14’43 36’73

CT II 577’35 4 14’43 36’73

2.3.2 EMBARRADO

Al ser los parámetros de referencia idénticos para ambos centros de

transformación, los resultados en este apartado serán coincidentes para los dos

casos.

a)Solicitación térmica en régimen permanente

Dada la intensidad nominal en el primario de 11’55 A bastaría con pletinas

de cobre de 12 x 2 mm, con sección de 24 mm2, pero teniendo en cuenta lo

especificado en MIE RAT 05 acerca de la resistencia eléctrica máxima de los

conductores, es necesario tomar secciones mayores 50 mm2. Este punto queda

totalmente satisfecho al tomar para el embarrado una intensidad nominal de 400 A,

con la sección correspondiente según el fabricante.

b)Solicitación electrodinámica máxima

Se toma para el cobre una carga de rotura a la tracción de 1200kg/cm2, se

dimensiona la sección del conductor buscando el módulo resistente mínimo (W) que

cumpla la condición de no rotura:

σoriginada = (I2ccp · L2 )/( 60 · d · W )≤ σrotura

Despejando:

W ≥ (I2ccp · L2 )/( 60 · d · σrotura )

Para las celdas propuestas el fabricante deberá asegurar que se cumplen

estos requisitos.

c)Solicitación térmica en cortocircuito

Se calcula la sección mínima que debe tener la pletina para soportar la

solicitación térmica en cortocircuito, considerando como intensidad la máxima de

cortocircuito. Esta condición debe ser satisfecha por el fabricante para las celdas

propuestas.

Intensidad corto

máx. Icc,max,1 (A) k Tiempo (seg) ∆T (ºC)

Sección

mínima (mm2)

25700 12 1 150 175

2.3.3 PROTECCIONES

a) Protección en alta tensión

Se determina en este apartado el calibre de los fusibles a instalar en las

celdas seleccionadas: se colocarán fusibles FUSARC-CF de calibre 40 A.

Conexión del transformador: If(0’1 s) = 295 A > 12 · Intransfo = 138’6 A ;

CUMPLE

Corte en caso de cortocircuito: If(2 s) = 180 A < Icc = 10100 A ; CUMPLE

Funcionmiento en régimen permanente: Infusible = 40 A > 1’4 · Intransfo =

16’17 A ; CUMPLE

b) Protección en baja tensión

Se muestra en la siguiente tabla los valores de selección de los fusibles y las

características de los fusibles seleccionados, en cada una de las líneas.

CUADRO BAJA TENSIÓN. CENTRO TRANSFORAMCIÓN I

Parámetros Línea1 Línea2 Línea3 Alumbrado1 Alumbrado2 Alumbrado 3

Itramo (A) 174’04 192’15 90’21 9’74 8’18 17’15

Imaxcable (A) 258 258 112’1 68’4 90 147’5

Iccmax(A) 12997 13770 12997 9430 12616 12997

tcc (s) 3’04 10’99 0’76 0’25 0’14 0’76

Iccmin(A) 412 538 40’17 154’85 154’85 114

Calibre fusible(A) 250 250 100 32 32 32

Poder corte 80/176 80/176 80/176 80/176 80/176 80/176

1s 8000 8000 5000 1000 1000 1000

3s 4650 4650 2900 570 570 570

20s 1800 1800 1150 220 220 220

Intensidad de

corta duración

(A)

30s 1500 1500 950 180 180 180

CUADRO BAJA TENSIÓN. CENTRO TRANSFORAMCIÓN II

Parámetros Línea1 Línea2 Línea3 Línea 4 Alumbrado1 Alumbrado2 Alumbrado 3 Itramo (A) 93’86 178’54 131’69 93’86 17’54 7’79 7’4

Imaxcable (A) 184’9 326’8 163’4 126’85 77’4 68’4 68’4

Iccmax(A) 6585’7 14068 13730 6324’6 9430’6 11471’5 10743’3

tcc (s) 12’22 10’39 2’73 3’21 0’25 0’17 0’19

Iccmin(A) 524’31 375’28 378’97 647’75 106’36 120’33 136’63

Calibre fusible(A) 100 250 160 100 32 32 32

Poder corte 80/176 80/176 80/176 80/176 80/176 80/176 80/176 1s 5000 8000 5000 5000 1000 1000 1000

3s 2900 4650 2900 2900 570 570 570

20s 1150 1800 1150 1150 220 220 220

Intensidad

de corta

duración

(A) 30s 950 1500 950 950 180 180 180

2.3.4 VENTILACIÓN

Potencia

Sn(kVA)

Perdidas (2%)

(kW)

Cp (kJ/ºCm3) ∆Taire (ºC) Qaire (m3/s)

400 8 1’17 15 0’46

Para este caudal de aire, la superficie de rejillas será:

Qaire (m3/s) V salida

(m/s)

Superficie rejilla

(m2)

0’46 0’7 0’65

Se deberá cumplir que para el centro de transformación seleccionado en el

apartado 1.5.2.1 la superficie de rejillas sea mayor que la aquí indicada.

2.3.5 INSTALACIÓN DE PUESTA A TIERRA

Siguiendo la formulación antes mencionada, las Recomendaciones de UNESA

e Instrucciones del RAT, se obtiene:

a) Valores máximos admisibles de las tensiones:

k T

(seg) n

ρs

(Ω·m) Vp (V)

Vpacceso

(V)

Vc

(V)

Vbt

(V)

78’5 1 0’18 100 1256 8086 90 6000

b) Configuraciones elegidas en los sistemas de puesta a tierra

*En la línea de puesta a tierra de Protección se opta por la configuración 40-

30/8/82, que suponen ocho picas de 14mm de diámetro y 2 m de longitud,

clavadas verticalmente en los vértices y en el centro de los lados de un rectángulo

de 4 x 3 m formado por el conductor desnudo de cobre de 50 mm2 de sección a una

profundidad de 0’8 m. Los valores de los coeficientes kr y kp así como los valores

de Vd , V’p y V’c obtenidos se muestran en la tabla siguiente.

Configuración L pica (m) kr kc kp Vd (V) V’p (V) V’c=V’pacceso

(V)

40-30/8/82 2 0’084 0’014

3

0’038

9 2520 429 1167

Se comprueba que los valores obtenidos son válidos respecto a los máximos

admisibles, incluso con configuraciones más simples se pueden obtener resultados

válidos, en nuestro caso hemos sobredimensionado la instalación por razones de

seguridad. Para el valor de Vc admisible (90 V) no es necesario comprobación ya

que al existir mallazo electrosoldado conectado a las partes metálicas de los

distintos elementos, el interior de los centros de transformación se convierten en

espacios equipotenciales.

*En la línea de puesta a tierra de Servicio se opta por configuración 5/24,

que supone 2 picas de 4 m de longitud y 14 mm de diámetro en su sección circular,

de cobre, separadas una distancia de 6 m, y conectadas mediante cable aislado

0’6/1kV de cobre de sección 50 mm2, enterrado a una profundidad de 0’5 m. Los

valores de los coeficientes kr y kp así como los valores de Vd y V’p obtenidos se

muestran en la tabla siguiente.

Configuración L pica (m) kr Kp Vd (V) V’p (V)

5/24 4 0’113 0’0208 3390 624

Se comprueba que los valores obtenidos son válidos respecto a los máximos

admisibles, incluso con configuraciones más simples se pueden obtener resultados

válidos, en nuestro caso hemos sobredimensionado la instalación por razones de

seguridad.

c) Separación entre las líneas de Protección y de Servicio:

Según determina las recomendaciones UNESA, en función de la

intensidad de defecto considerada y de la resistividad del terreno, a distancia

mínima entre los electrodos más próximos de las instalaciones debe ser de 5 m.

3 CÁLCULO DE LAS REDES DE DISTRIBUCIÓN EN BAJA TENSIÓN

Los cálculos de las líneas se encaminan a elegir la sección adecuada de los

conductores de manera que se adecue a las premisas siguientes:

* La intensidad circulante por el cable en régimen permanente será menor a

la intensidad de corriente máxima admisible por el mismo, siguiendo lo dictaminado

en MIE BT 007 y especificaciones propias del fabricante.

* La caída de tensión en cada línea será menor de un porcentaje de la

tensión nominal de suministro (5% en el caso de redes de distribución a abonados

y 3% en el caso de redes de alumbrado público) tal y como viene recogido en MIE

BT 017

* La densidad de corriente será admisible para la sección elegida en caso de

cortocircuito según el criterio de la Norma UNE 21145, esto significa que el cable

podrá estar sometido a sobreintensidades sobre la máxima admisible, mencionada

anteriormente, durante un tiempo antes de que actúen las protecciones. En

concreto este tiempo viene fijado por la ley de calentamiento adiabático I2 t = k S2,

donde I es intensidad en Amperios, es tiempo en Segundos, k es una constante que

depende del material del cable S es la sección en mm2.

3.1 CARACTERÍSTICAS DEL MATERIAL SELECCIONADO

Se selecciona como tipo de cableado RETENAX FLAM de PIRELLI con

aislamiento de polietileno reticulado XLPE y cubierta de policloruro de vinilo PVC,

fabricados de conformidad con la Norma UNE 21123; con tensión de aislamiento

0,6/1 kV dado su idoneidad para acometidas de corriente, instalaciones de

alumbrado público, instalaciones industriales, al aire o enterradas. El conductor

será aluminio. La temperatura máxima en los conductores de estos cables, en

servicio permanente, es de 90 ºC, y la de cortocircuito llega hasta los 250 ºC. Las

secciones disponibles son, en mm2, 16, 25, 35, 50, 70, 95, 120, 150, 185, 240,

300, 400, 500, 630 según el fabricante, pero atendiendo a las razones expuestas

en el apartado “1.5.1.3 Conductores” sólo serán aplicables las secciones de 16, 50,

120 y 240 mm2 tanto en el caso de distribución a abonados como para las líneas de

alumbrado público.

3.2 PARÁMETROS NECESARIOS PARA EL CÁLCULO

-Condiciones de instalación señaladas en el apartado 6.4.4.2 del documento

MEMORIA.

-Temperatura del terreno 30 ºC.

-Terreno seco (resistividad del terreno 200ºC-cm/W) .

-Cada zanja podrá estar compartida por varias lineas, guardando siempre la

distancia de seguridad necesaria.

-Tensión nominal 230/400 V.

-cosφ = 0’8 para punto de consumo (parcela).

-factor de mayoración de carga de 1’8 para las luminarias.

-ε= 4%, tensión de cortocircuito en % del transformador. Tal como indica la

Norma UNE 21428-1-2 para el tipo de transformador considerado en el apartado

6.3.4.5 del documento MEMORIA.

-Potencia del transformador Sn 400 kVA

-Coeficientes de seguridad para los cables proporcionados por el fabricante,

de acuerdo con MIE BT 007 en función a las condiciones de instalación de los

mismos.

3.3 FORMULACIÓN

3.3.1 INTENSIDAD DE CORRIENTE (A) EN RÉGIMEN PERMANENTE: al

tratarse de corriente trifásica

I = P / (√3 Un cosφ)

Donde:

- P es la potencia activa demandada en el tramo en watios

-Un es la tensión nominal de la linea en voltios

-cosφ de la instalación, para el caso de distribución a abonados

- en el caso de alumbrado público el factor de mayoración de 1’8 equivale a

tomar un cosφ de 0’56

3.3.2 CAÍDA DE TENSIÓN (V): se calcula según recomendaciones del fabricante

∆V= C · L · I

Donde:

-C es un coeficiente que define el fabricante para cada sección, que

representa la resistencia del cable (Ω/km):

Sección

(mm2) 16 25 35 50 70 95 120 150 185 240

Resistencia

(Ω/km) 3,42 2,19 1,6 1,21 0,86 0,65 0,53 0,45 0,37 0,30

-L es la longitud del tramo en km

-I es la intensidad de corriente en régimen permanente que circula por el

tramo en Amperios.

3.3.3 RESISTENCIA(Ω): se calcula según define el fabricante:

R= Ru · L

Donde:

-Ru es la resistencia por metro del cable, que depende de la sección del

mismo, los valores se corresponden a los de la tabla anterior.

-L es la longitud del tramo en km

3.3.4 INTENSIDAD DE CORTOCIRCUITO (A): se calcula la intensidad de

corriente cuando se da un cortocircuito en el punto más alejado de cada tramo, se

calcula según la fórmula

Icc=Un / (√3· √(Rcc+R)2 + (Xcc+X)2)

Donde :

-Rcc= εRcc · Un2 / Sn es la resistencia a cortocircuito (Ω) del transformador.

-Xcc= εXcc · Un2 / Sn es la reactancia a cortocircuito (Ωr) del transformador.

- εRcc, εXcc (%) de tensión de cortocircuito del transformador; se tomará

εRcc=1,5% y εXcc=3,7%, de manera que ε 2= εRcc2 + εXcc

2 = 4 %, según recomienda

la Norma UNE 21428-1-2.

-Sn potencia del transformador en voltioamperios, tomaremos 400 VA

-R resistencia que presenta el circuito desde el transformador hasta el

tramo actual.

-X reactancia que presenta el circuito desde el transformador hasta el tramo

actual, en el caso de circuitos de baja tensión este parámetro se despreciará.

3.3.5 TIEMPO DE CORTOCIRCUITO (s): es el tiempo máximo al que puede estar

sometido el cable para la sobreintensidad considerada alcanzándose la temperatura

máxima admisible del cable que en nuestro caso es de 250 ºC, se calcula por la ley

de calentamiento adiabático.

I2 t = k S2

Donde:

-I es la intensidad considerada (Amperios)

-t es el tiempo en segundos

-k constante del material, para el aluminio tomamos 8927, según

indicaciones del fabricante.

-S es la sección del cable considerado en mm2

Este tiempo marca el límite máximo para la actuación de las protecciones

previstas.

3.4 PROCESO DE CÁLCULO Y DIMENSIONADO

Aplicando la formulación anterior, se diseñó una hoja de cálculo en la que se

presentan todos los resultados necesarios para cada tramo.

a) Como datos de entrada se precisa:

-Tensión nominal del circuito (V): 400

-cosφ de las instalaciones: 0’8 ,sólo en el caso de distribución a abonados.

-coeficiente de mayoración de cargas: 1’8, exclusivamente en el caso de

alumbrado público.

-denominación del tramo: NODOORIGEN-NODODESTINO.

-longitud del tramo en metros, para cada tramo.

-número de viviendas a abastecer, en el caso de distribución a abonados.

Para el caso de alumbrado público se introduce el número de puntos de luz a

abastecer por el tramo.

-número de líneas que comparten las zanja, para cada tramo.

b) Una vez introducidos los datos para todos los tramos, la hoja presenta

como resultados iniciales:

-sección mínima del tramo (mm2) que satisface la condición de intensidad

máxima admisible mayor que la intensidad circulante. En este cálculo se introducen

los coeficientes reductores de la intensidad admisibles que proporciona el

fabricante.

-caída de tensión unitaria (V/m) en cada tramo.

-caída de tensión total (V) en cada tramo.

-caída de tensión acumulada (V) desde el inicio de la red hasta el final del

tramo a considerar. Este valor deberá estar por debajo del 5% ó 3% de la tensión

nominal de la red según se trate de distribución a abonados o al alumbrado público

respectivamente.

-resistencia (Ω) que presenta el tramo.

-resistencia acumulada (Ω) que presenta la línea desde su inicio hasta el

punto final del tramo en cuestión.

- intensidad de cortocircuito (A) calculada en el punto final de cada tramo.

-tiempo máximo de cortocircuito (segundos), al que puede estar sometido el

tramo para la intensidad de cortocircuito correspondiente.

c) Se comprobará que en la casilla correspondiente a caída de tensión

acumulada el valor sea menor del previsto (20 V en el caso de distribución a

abonados, 12 V para el alumbrado público). En caso contrario se irá aumentando la

sección de aquellos tramos en los que la caída de tensión unitaria sea mayor hasta

satisfacer la condición anterior para todos los tramos; cumpliéndose siempre la

premisa de que la línea mantiene la sección o en todo caso la disminuye, es decir,

no pueden existir tramos con sección mayor a su predecesor.

d) Se comprobará que en la casilla correspondiente al tiempo de

cortocircuito no aparezca el mensaje “no cumple”, esto significaría que el tiempo

máximo de cortocircuito es demasiado pequeño para asegurar un correcto

funcionamiento de los elementos de protección. En caso contrario se procede a

aumentar la sección del tramo en cuestión hasta que desaparezca el mensaje “no

cumple”, teniendo en cuenta la condición antes mencionada de que no pueden

existir tramos con sección mayor a su predecesor.

e) Una vez realizados estos pasos la línea queda dimensionada.

3.5 RESULTADOS

Se presentan a continuación los resultados del cálculo de las líneas

acompañados de planos de referencia donde se aprecia el trazado de cada línea,

posición de los puntos de abastecimiento (centros de transformación) y puntos de

demanda (caja general de protección de cada vivienda o puntos de luz) y la

nomenclatura de estos.

RESULTADOS DEL CÁLCULO DE LAS REDES DE DISTRIBUCIÓN A BAJA TENSIÓN.

ABONADOS

RESULTADO DEL CÁLCULO DE LAS REDES DE DISTRIBUCIÓN A BAJA TENSIÓN.

ALUMBRADO PÚBLICO

4 CÁLCULO DEL ALUBRADO PÚBLICO

4.1 DETERMINACIÓN DE LAS LUMINARIAS

Siguiendo las recomendaciones indicadas en la Norma NTE-IEE “Alumbrado

exterior” se opta por luminarias con lámparas de vapor de sodio a alta presión. Al

tratarse de vías de 7 metros de ancho, la configuración recomendada es la de

unilateral.

Para una altura del punto de luz de 8 metros (recomendada por NTE-IEE) se

obtienen los siguientes parámetros característicos:

Potencia de la

lámpara (W) 150

Tipo de luminaria II

Separación (m) 30

Iluminación

media (lux) 24

Relación

luminancias

acera-calzada

0’65

Luminancia

media (cd/m2) 1’7

Unifomidad

media de la

luminancia

0’53

Uniformidad

extrema

longitudinal de la

luminancia

0’72

Deslumbramiento

molesto 4’7

Deslumbramiento

perturbador 16’1

4.2 CÁLCULO DE LA CIMENTACIÓN DE LOS BÁCULOS

Como se indicó en el apartado 1.5.3.1 “Distribución y luminarias” la

cimentación de cada báculo de realizará por dado de hormigón armado. Para las

dimensiones de los báculos escogida (8 metros de altura), la Norma NTE-IEE

recomienda: dado de 0’65 x 0’65 x 0’8 (m) (ancho x largo x profundo), y una

longitud de pernos L de 500 mm (incluida la parte externa de anclaje).

ANEXO 5 CÁLCULO DE LA RED VIARIA

1 CÁLCULO DE LAS SECCIONES TIPO

Para determinar las secciones tipo a adoptar en los distintos viales se siguió

las recomendaciones indicadas en la Instrucción 6.1 y 6.2 IC de la Dirección

General de Carreteras sobre Secciones de Firme (1989). En estas se hace

referencia a la intensidad diaria de tráfico pesado, y en función de este parámetro

se selecciona la sección más adecuada:

Dado lo reducido de nuestra zona de población (125 parcelas habitables), el

tráfico registrado en los viales será discreto, consideramos una Intensidad Media de

Vehículos Pesados (IMDP) menor de 50, correspondiendo una categoría de tráfico

pesado según Instrucción 6.1 de T4.

La explanada a considerar será del tipo E2, con límites de CBR inferior de 10

y superior de 20.

En cuanto a las variables climáticas únicamente se consideran las

temperaturas que se alcanzan en verano y la precipitación media anual según

indica la Instrucción 6.1 y 2 IC. La zona de actuación objeto de nuestro proyecto se

encuadra en la zona CÁLIDA y POCO LLUVIOSA.

Una vez determinadas estas variables se selecciona la sección tipo 421 del

Catálogo de Secciones de Firme de la Instrucción 6.1 y 2C.

La sección seleccionada corresponde a una subbase de zahora natural de 20

cm, base de zahorra artificial de 20 cm y capa de rodadura de 5 cm de espesor de

mezclas bituminosas. Las características de la mezcla bituminosa se corresponden a

la S-20 (mezclas en caliente) con betún asfáltico B 60/70 5% en peso. Las

características granulométricas de la mezcla se deben ajustar a la siguiente tabla:

TAMIZ UNE % peso

40 -

25 100

20 80-95

12’5 65-80

10 60-75

5 43-58

2’5 30-45

0’63 15-25

0’32 10-18

0’16 6-13

0’08 3-7

* 3’5-5’5

En cuanto al trazado de los viales, éstos se aprecian en los planos correspondientes (E1, E2). Las premisas mínimas a adoptar será que el radio mínimo de encuentro entre viales sea de 8 metros, y que el ancho de las calzadas sea de 7 metros para viales principales y de 3’5 para viales secundarios.