La respuesta de los puentes frente al fuego es un tema poco estudiado y ausente de las normativas actuales a pesar de la frecuencia y consecuencias de los incendios en puentes. Por ello, este artículo analiza la respuesta de un puente metálico multijácena ante incendios reales provocados por un camión cisterna. Para ello se realizan primeramente modelos de incendio del puente y su entorno con técnicas de Dinámica de Fluidos Computacional y luego análisis termo-estructurales no lineales de las vigas más afectadas por el fuego. El estudio analiza aspectos de modelización numérica y la influencia de la posición del camión y la existencia de derrames de combustible. Los resultados son de interés para ingenieros e investigadores y muestran (a) la importancia de considerar condiciones reales de incendio y no modelos simplificados y (b) la necesidad de desarrollar herramientas específicas para el proyecto de puentes frente al fuego.
Bridge fire response is a barely studied topic not covered in current design codes despite the frequency and consequences of this kind of events. Within this context, this paper analyzes the response of a multi-girder steel bridge in real fires caused by a tanker. To reach this goal, fire models of the bridge and its surroundings are done using Computer Fluid Dynamics (CFD) techniques, and then an uncoupled thermo-mechanical analysis of the most fire affected bridge girders is carried out. The study analyzes modeling features as well as the influence of the position of the tanker and the existence of gas spills. Results are interesting for both researchers and engineers and show (a) the importance of considering real fires and not simplified models, and (b) the need to develop a performance based approach specific to bridge fire design.
Los puentes son elementos críticos de las infraestructuras de transporte cuyo colapso o deterioro puede tener grandes repercusiones económicas y sociales. Para minimizar la probabilidad de que estos eventos puedan suceder, las diferentes normativas –véase por ej.
Este vacío contrasta con la importancia del fuego en los puentes evaluada por el número y consecuencias de los incidentes ocurridos en el pasado. Así, una encuesta realizada por el Departamento de Transportes del Estado de Nueva York de los Estados Unidos
En este artículo se emplean modelos numéricos para estudiar la respuesta de un puente metálico ante diferentes escenarios reales de incendios causados por camiones cisterna que transportan combustibles. El puente analizado se describe en el apartado 2 del artículo, mientras que en el apartado 3 se presentan las diferentes posiciones del camión cisterna que definen potenciales escenarios de fuego y las técnicas de Dinámica de Fluidos Computacional (
Los resultados de este análisis se presentan en el apartado 4.6 y son comparados con un modelo de calentamiento estandarizado (curva de hidrocarburos aplicada de forma uniforme en toda la longitud del puente) empleado por Payá-Zaforteza y Garlock
El puente analizado en este estudio es un puente biapoyado proyectado por la
La respuesta de esta estructura ante diferentes escenarios de incendio se analiza con modelos numéricos en los apartados 3 y 4 del artículo. El análisis sigue las tres fases siguientes:
Simulación de incendios mediante el software
Obtención de las temperaturas en la superficie y en el interior de la viga del puente más desfavorable a partir de las temperaturas existentes en su perímetro. Para ello se resuelve un problema de transferencia de calor con el programa Abaqus
Obtención de la respuesta estructural de la viga más solicitada también mediante Abaqus
Se insiste en que en la fase (a) se trabaja con un modelo de todo el puente y de su entorno, mientras que en las fases (b) y (c) se trabaja solamente con la viga de la estructura más solicitada.
El modelo de FDS
A partir del análisis de incidentes previos –véase Garlock
En la
El estudio numérico se ha llevado a cabo mediante el software de elementos finitos (EF) Abaqus
Para el análisis térmico se ha recurrido a un elemento finito de transferencia de calor tridimensional de ocho nodos con un grado de libertad por nodo (DC3D8) mientras que para el análisis estructural se ha utilizado un elemento finito tridimensional de ocho nodos con tres grados de libertad por nodo (C3D8). La utilización de elementos finitos tridimensionales viene motivada por la necesidad de capturar fenómenos locales como la abolladura del alma. Los coeficientes de convección y radiación utilizados son los propuestos por el Eurocódigo 1
La losa de hormigón únicamente se ha considerado en la transmisión de calor dada su influencia en el enfriamiento del ala superior de la sección metálica dejándose fuera del cálculo en el análisis estructural donde su contribución es despreciable por no existir acción mixta en el puente.
Los materiales del puente, hormigón y acero, se han caracterizado con propiedades térmicas y mecánicas dependientes de la temperatura según lo indicado en los Eurocódigos 2 y 3
En lo que respecta al hormigón únicamente se han caracterizado las propiedades térmicas necesarias para el modelo de transmisión de calor (densidad, calor específico y conductividad) asumiendo para la conductividad el límite superior propuesto por el Eurocódigo 2
El puente estudiado tiene un único vano simplemente apoyado en sus extremos este y oeste. El apoyo este es fijo mientras que el oeste es móvil. Las restricciones a los movimientos en los apoyos fijo y móvil del modelo estructural no se aplican en un único punto o en una línea sino en una superficie. Esta superficie se ubica en la cara inferior del ala inferior, en la zona de contacto rigidizador-viga y tiene una de longitud 16 mm (espesor del rigidizador) y un ancho de 293 mm (ancho de la viga). Una explicación detallada de la modelización de los apoyos puede consultarse en Peris-Sayol
Además, es necesario tener en cuenta que la viga no puede dilatarse libremente de forma indefinida: cuando la magnitud del movimiento longitudinal del puente supera el ancho de la junta de dilatación, el movimiento es impedido por la existencia de un vano adyacente o de un estribo. Por ello, es necesario estudiar dos modelos estructurales diferentes en cada caso de carga: uno en el que no existe coacción al movimiento longitudinal (casos
Las cargas térmicas son las temperaturas del gas en el contorno de la viga a estudiar (la viga 3 en los escenarios
En el modelo estructural se han implementado siete cargas térmicas, seis de ellas procedentes de los modelos FDS (
El análisis térmico realizado en Abaqus proporciona las temperaturas en la superficie e interior de la viga analizada a lo largo del tiempo. A modo de ejemplo, la
Este estudio considera que no hay vehículos cruzando el puente mientras se produce el incendio. Esta hipótesis se basa en estudios anteriores –Paya-Zaforteza y Garlock
2067 N por metro lineal correspondientes al peso propio de la viga de acero y 12704 N por metro lineal correspondientes al peso propio de la losa de hormigón.
9838 N por metro lineal correspondiente al peso del pavimento.
Adicionalmente, se ha considerado una carga de 5000 N por metro lineal encima de las vigas extremas (vigas 1 y 5) correspondiente al peso de la barrera de seguridad situada en los extremos del tablero. No obstante, la consideración de esta carga no tiene consecuencias prácticas por ser las vigas 2 y 3 las más desfavorables por su mayor solicitación térmica.
Se han considerado como criterios de fallo los propuestos por Payá-Zaforteza y Garlock
Este artículo analiza la respuesta del puente de la
La
Nombre Análisis | Escenario de fuego | Tramos | Dilatación | Viga | tC (min) | tF (min) | fMAX (m) | ux (m) | Fallo |
---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
hidroc–1–fix–v0 | hidroc | 1 | coaccionada | 0 |
1,87 | 4,11 | –0,058 | –0,036 | E |
hidroc–1–free–v0 | hidroc | 1 | libre | 0 |
– | 8,08 | –1,195 | –0,222 | CL |
fire1–16–fix–v3 | fire1 | 16 | coaccionada | 3 | 0,88 | 3,66 | –0,074 | –0,036 | E, PL |
fire1–16–free–v3 | fire1 | 16 | libre | 3 | – | 3,20 | –0,576 | –0,188 | CL |
fire2–16–fix–v3 | fire2 | 16 | coaccionada | 3 | 0,88 | 2,73 | –0,177 | –0,036 | O,A, PL |
fire2–16–free–v3 | fire2 | 16 | libre | 3 | – | 2,84 | –0,222 | –0,116 | O |
fire3–16–fix–v3 | fire3 | 16 | coaccionada | 3 | 1,00 | 3,19 | –0,032 | –0,036 | E, PL |
fire3–16–free–v3 | fire3 | 16 | libre | 3 | – | 3,49 | –0,592 | –0,186 | CL |
fire4–16–fix–v2 | fire4 | 16 | coaccionada | 2 | 1,04 | 2,79 | –0,047 | –0,036 | E,PL |
fire4–16–free–v2 | fire4 | 16 | libre | 2 | – | 3,84 | –0,596 | –0,191 | CL |
fire5–16–fix–v2 | fire5 | 16 | coaccionada | 2 | 0,92 | 3,00 | –0,178 | –0,036 | O, A, PL |
fire5–16–free–v2 | fire5 | 16 | libre | 2 | – | 3,12 | –0,221 | –0,117 | O |
fire6–16–fix–v2 | fire6 | 16 | coaccionada | 2 | 1,23 | 6,89 | –0,050 | –0,036 | PL |
fire6–16–free–v2 | fire6 | 16 | libre | 2 | – | 5,55 | –0,736 | –0,209 | CL |
fire1–8–fix–v3 | fire1 | 8 | coaccionada | 3 | 0,88 | 3,884 | –0,099 | –0,036 | E, PL |
fire1–4–fix–v3 | fire1 | 4 | coaccionada | 3 | 0,88 | 3,915 | –0,132 | –0,036 | E, PL |
fire1–2–fix–v3 | fire1 | 2 | coaccionada | 3 | 0,88 | 2,385 | –0,067 | –0,036 | E, PL |
fire1–1–fix–v3 | fire1 | 1 | coaccionada | 3 | 0,89 | 2,506 | –0,070 | –0,036 | E, PL |
fire2–8–fix–v3 | fire2 | 8 | coaccionada | 3 | 0,89 | 2,775 | –0,184 | –0,036 | O, A, PL |
fire2–4–fix–v3 | fire2 | 4 | coaccionada | 3 | 0,88 | 2,945 | –0,164 | –0,036 | O, PL |
fire2–2–fix–v3 | fire2 | 2 | coaccionada | 3 | 0,88 | 3,140 | –0,151 | –0,036 | E, PL |
fire2–1–fix–v3 | fire2 | 1 | coaccionada | 3 | 0,87 | 2,228 | –0,064 | –0,036 | E |
PL: pandeo lateral, A: abolladura, E: plastificaciones en el apoyo este, CL: plastificaciones en centro luz, O: plastificaciones en el apoyo oeste.
v0: viga tipo con las cargas gravitatorias de la viga 2 y sometida a la curva de hidrocarburos del EC1
En el programa Abaqus no se pueden introducir las curvas de fuego correspondientes a escenarios reales obtenidas con FDS de forma directa. Por ello, es necesario discretizar la viga en una serie de tramos en cada uno de los cuales se asume una carga de fuego uniforme. Esta carga se corresponde con la curva de temperaturas medias en el tramo. Por este motivo se ha hecho un análisis para ver la importancia de la tramificación en los resultados. Se han propuesto discretizaciones de 1, 2, 4, 8 y 16 tramos correspondientes a anchos de tramo de 0,76, 1,52, 3,05, 6,10 y 12,20 m. De esta manera se analiza si pueden emplearse discretizaciones groseras que reduzcan tiempos de modelado y de cálculo. En la
La
En el presente estudio, salvo los modelos que consideran el escenario de hidrocarburos y los que indican expresamente el número de tramos, los análisis han incorporado una discretización en 16 subdivisiones con el fin de reproducir lo más fielmente posible la respuesta estructural.
Se analiza seguidamente la influencia en la respuesta del tablero de la posición de la carga de fuego y del tipo de restricción longitudinal considerada en el extremo del puente donde se ubica el apoyo móvil. Se han estudiado siete casos diferentes de carga de fuego, seis corresponden a fuegos reales y son los indicados en la
La
Para los casos sin coacción longitudinal, el tiempo de fallo oscila entre 2,8 y 5,5 minutos para las hipótesis de incendios reales, mientras que la curva de hidrocarburos presenta una resistencia a fuego de 7,8 minutos. Resulta interesante indicar que la respuesta que presenta la viga de estudio sometida a una curva de hidrocarburos ofrece un tiempo de fallo notablemente superior (entre un 41 y un 180 %) al obtenido para las seis hipótesis de incendio consideradas. Se observa que los desplazamientos máximos longitudinales detectados para la condición de dilatación libre para las siete hipótesis de incendio son notablemente superiores al tamaño de la junta de dilatación.
Para los casos con coacción longitudinal
El tiempo transcurrido hasta que el extremo oeste de la viga contacta con la junta de dilatación oscila entre 0,9 y 1,2 minutos para los escenarios de fuego reales mientras que en la hipótesis de hidrocarburos se sitúa en 1,9 minutos (entre un 58 % y 111 % superior). El mayor tiempo de contacto requerido en la hipótesis de hidrocarburos se debe únicamente a que la curva de calentamiento es más progresiva que las obtenidas en los escenarios de fuego reales. En la
En lo que respecta a la posición transversal de la carga de fuego, para el caso de dilatación libre, se detecta que los tiempos de fallo son menores cuando la carga se encuentra próxima a los estribos y mayores para el caso de carga centrada en el vano quedando el caso con derrame en una situación intermedia. Se ha detectado, además, cómo la plastificación suele producirse en la región de centro luz ocasionando un aumento de flecha considerable, con la excepción de los escenarios
En los casos con dilatación del tablero coaccionada, la posición de la carga afecta al tipo de fallo. Para los casos con camión cisterna en centro-luz el fallo se produce por plastificación del apoyo este, debido a la alta concentración de tensiones que aparecen. En el caso de camión cisterna cerca del estribo, se producen fenómenos de abolladura combinados con plastificaciones en la zona del apoyo oeste.
Cabe destacar que los casos con derrame (
En los casos coaccionados, el desplazamiento longitudinal se ve restringido a 0,036 m. desde el instante en que la viga contacta con el estribo. Debido a esto, y viendo que en los casos libres la viga tiende a desplazamientos en el entorno de 0,20 m, se introducen unas fuertes compresiones que son soportadas por el apoyo este. A consecuencia de éstas se produce el fenómeno de pandeo lateral en todos los escenarios de fuego real. En el caso de hidrocarburos no se produce este fenómeno porque el pandeo lateral requiere además de la existencia de una diferencia de temperaturas entre las dos regiones.
Este artículo analiza la respuesta al fuego de un puente multijácena metálico simplemente apoyado de 12,2 m de luz sometido a distintos escenarios de incendio incluyendo casos con y sin derrame de combustible en distintos emplazamientos. Los modelos de fuego emplean técnicas de dinámica de fluidos computacional implementadas en el programa FDS y la respuesta termo-estructural se analiza con modelos de elementos finitos implementados en Abaqus.
Los resultados obtenidos permiten extraer las conclusiones siguientes:
Los escenarios de fuego reales, tanto en condiciones de dilatación libre como dilatación restringida, presentan tiempos de fallo inferiores a los que ofrecería un análisis adoptando la curva de hidrocarburos siendo la reducción de tiempos de fallo mucho más notable en los casos de dilatación libre. Esto se debe a que la curva hidrocarburos tiene un incremento de temperaturas más progresivo. Es necesario, por tanto, la inclusión en las normativas de curvas de fuego que se adapten mejor a los escenarios reales de fuego en puentes.
En los modelos con dilatación libre el colapso se produce por plastificación en la región de centro del vano en los casos de carga centrada con y sin derrame mientras que en los casos de carga próxima al estribo oeste las plastificaciones se producen en las proximidades del apoyo oeste.
En los modelos con dilatación coaccionada el colapso se produce en el extremo este en la zona donde se materializa el apoyo fijo por concentración de tensiones, con la excepción de los casos con carga próxima al estribo oeste donde el fallo se produce por plastificación y abolladura en las proximidades del apoyo oeste.
Una restricción longitudinal al movimiento, siempre que no implique una compresión excesiva de la pieza que genere tensiones excesivas en el apoyo fijo, resultará positiva tanto en lo que respecta a tiempos de fallo como en lo referente a flechas máximas previas al fallo. En cambio, si la compresión introducida es muy elevada provocará la movilización de los mecanismos de abolladura y pandeo lateral. En el caso particular del pandeo lateral se ha detectado como los rigidizadores situados en centro luz influyen en el modo de pandeo.
La posición de la carga de fuego y la existencia del derrame son variables esenciales tanto en la caracterización como en la determinación de la viga más solicitada térmicamente. Una tasa de liberación de calor total superior no necesariamente implicará temperaturas superiores puesto que variables como la velocidad y la oposición total o parcial al flujo son parámetros también fundamentales.
La implementación de las curvas obtenidas mediante FDS en el programa Abaqus no es directa, por lo que debe escogerse una discretización en tramos suficiente fina para garantizar una respuesta estructural acorde con la realidad. En el presente estudio se ha visto que una división en tramos de 1,52 metros (equivalentes a L/8 donde L es la luz del puente) en un puente de un solo vano de 12,2 metros de luz con una carga de fuego promedio de 72 MW, proporciona resultados suficientemente precisos.
Aunque el presente artículo muestra la posibilidad de simular incendios reales en puentes, resulta evidente la necesidad de incorporar en la normativa herramientas y modelos simplificados que permitan un diseño basado en prestaciones de los puentes con un enfoque similar al empleado en la edificación.
Las conclusiones anteriores se consideran válidas para puentes de geometría y dimensiones similares a las del analizado, pero son necesarios estudios adicionales para extenderlas a puentes de luces mayores o con características particulares.
Este trabajo ha sido posible gracias a la financiación prestada por el Ministerio de Ciencia e Innovación (proyecto BIA 2011-27104 del Plan Nacional de I+D+i) y por la Universitat Politècnica de València (Programa de Apoyo a la I+D PAID-06-11). Los autores desaean agradecer la colaboración en los modelos de fuego prestada por D. Eduardo Loma de Osorio, ingeniero del Cuerpo de Bomberos de Valencia.