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Guia para la maniobra de un “Pure Car Carrier”

Traducción libre Cap. E. Gilardoni

I - SUSCEPTIBILIDAD DE LOS PCC A LOS EFECTOS DEL VIENTO 1) Reacciones de un PCC al viento comparada con otros buques La reacción PCC a los efectos del viento groseramente pueden definirse como:

El doble de un porta contenedores

El triple de un buque tanque 2) Comparación entre tipos de buques La tabla siguiente nos muestra comparaciones de

Áreas frontales de obra muerta (A/f) con área frontal de la carena manga – calado (B x d)

Área del timón (A/r) con área lateral de la carena eslora de flotación – calado (L x d)

Área lateral de la obra muerta con área lateral de la carena eslora de flotación – calado (L x d)

Tabla 1

Tipo de buque

Condición

Frente de avance Af / Bxd

Lateral

As / Lxd

Relación timón/área lateral

carena

Ar / Lxd

PCC Calado normal 4,05 3,60 1 / 46

Containero Calado máximo 2,66 1,56 1 / 64 Buque tanque Calado máximo 1,15 0,82 1 / 51

Por lo tanto podemos decir que la relación entre un PCC con los demás buques analizados es de:

Containero:

96,156,1

60,3

52,166,2

05,4

Lateral

Frontal

2

Buque tanque

39,482,0

60,3

52,315,1

05,4

Lateral

Frontal

De todas formas los timones que poseen los PCC son comparativamente mayores que los de otros tipos de buques, sin embargo debemos prever que su maniobrabilidad será inferior a aquellos cuando sean afectados por viento Grafico 1 Comparación entre áreas laterales de la carena con áreas del timón

2) Manteniendo el rumbo Debemos tener presente las siguientes características constructivas:

Tienen mucha manga (La relación eslora/manga es pequeña)

El puntal es grande (relación eslora/calado es pequeña)

El coeficiente de bloc Cb es bajo (El diámetro táctico es grande) Esto motiva que sea difícil mantener un rumbo Gráfico 2 Relaciones eslora / calado y eslora / manga

3

La figura precedente nos muestra la relación entre manga (B), puntal (D) y eslora (L). El puntal es considerablemente mayor que otro tipo de buques y la relación entre la eslora y el puntal es pequeña La relación entre la eslora y la manga nos muestra una forma muy amplia, similar o mayor a un buque tanque. Esto trae como consecuencia una pobre habilidad para mantener firme un rumbo Gráfico 3 Relación entre eslora / calado agua de mar verano y coeficiente de

bloc

Como vemos en la figura precedente tenemos la relación entre la eslora y el calado en agua de mar verano comparado con el coeficiente de bloc (Cb). Este último es menor al de un buque tanque, lo cual significa que su carena tiene formas anormalmente finas, el volumen de su obra viva es muy pequeño. Lo podríamos comparar con una pelota de ping pong flotando en el agua.

4

Gráfico 4 Índices de maniobrabilidad K y T

Nota: O: Buques comunes. X: PCC

Nota: O: Buques comunes. X: PCC La línea punteada marca los promedios

1. La gran relación Cb / L y B 2. K’ es el coeficiente que represente la habilidad para girar, a mayor valor menor

diámetro táctico. T’ es el coeficiente que indica la capacidad para mantener un rumbo, a menor valor mayor estabilidad direccional.

El gráfico nos muestra que los índices de maniobrabilidad (K’ y T’) son relativamente grandes, o sea que si bien su capacidad de mantener un rumbo es pobre, su habilidad para girar es buena.

4 - Velocidades críticas para mantener el rumbo Las curvas siguientes marcan los límites máximos para mantener el rumbo para diversos tipos de buques (usualmente están indicadas relacionadas como múltiplos de sus velocidades y dirección desde donde el viento es recibido) considerando varios factores como:

Formas del buque

Área del timón

Potencia de máquinas

Etc.

5

Gráfico 5 Límites máximos de gobernabilidad, con timón 30°, de acuerdo con velocidad del viento

Por ejemplo, para buques navegando a 10 ns. con viento relativo del través y aplicando 30° de ángulo de metida del timón, la velocidad critica del viento a partir de la cual se vuelve ingobernable para dichas condiciones es:

En el caso de un PCC 10 x 3,5 = 35 ns.

En el caso de un buque tanque en lastre 10 x 5,2 = 52 ns. Cuando se navega en un canal, se debería mantener un margen de seguridad de ángulo de metida de timón, por lo que el buque debería ser gobernado con ángulos no superiores a los 15°, para que quede un margen de 20° de reserva. La curva siguiente nos muestra los valores mínimos de velocidad del viento para ángulos de 15° Gráfico 6 Valores críticos mínimos de velocidad de viento con ángulo de metida de timón de 15° para los cuales el buque es gobernable

Por ejemplo, el valor teórico de velocidad crítica de viento sería:

Para un PCC convencional 10 x 2,3 = 23 ns.

Para un buque tanque cargado 10 x 4,0 = 40 ns. Esto significa que es 1,7 veces más difícil mantener el rumbo con un PCC que con un buque tanque

6

5 - Varios puntos relativos al fondeo a) Coeficiente de resistencia a la tracción de un ancla El rendimiento o eficiencia de un ancla esta dado por:

El peso del ancla en el aire x Coeficiente de resistencia a la tracción de un ancla

Se dice que los siguientes coeficientes de resistencia a la tracción son prácticos en los fondeos, independientemente del tipo de fondo: Éstas son las cifras que se considerarán en todo el manual.

Tipo Hall (JIS) 3,5 Tipo Eells (AC 14) 7,0

B) Máxima tensión de la cadena del ancla Cuando los vientos son fuertes, es difícil apreciar la tensión exacta de la cadena del ancla debido al borneo y campaneo del casco; las diferentes áreas que reciben la presión del viento; el momento de la inercia, etc. Por lo tanto, como método práctico se recomienda que, en situación de borneos y campaneos del casco, la tensión de la cadena se estime multiplicando el bollard pull del viento frontal por un coeficiente que llamaremos “n”.

Máxima tensión de la cadena = n x bollard pull de viento frontal

El valor de “n” se estima para:

PCC 5

Buque de carga común

2,5 – 3,5

Buque contenedor

Por consiguiente, la cadena de los PCC soporta (5 3) 1,6 veces la tensión de los buques comunes. C) Numeral de equipo La capacidad de amarre y de fondeo, (incluido el peso del ancla), de un buque se determina por la numeral de equipo. Con el advenimiento de los grandes petroleros (VLCC) se ha revisado y normalizado la numeral de equipo y en la actualidad existe una relación lineal con el área mojada del casco. Sin embargo, esta cantidad de equipos no se aplica a los buques con alto francobordo como los PCC, cuyo diseño de francobordo ha ido aumentando rápidamente. Tal como se indica en 4. 2, el valor “n” en el caso de los PCC, es 1,6 veces el valor de los buques comunes. Por lo tanto, se debe tener en cuenta que las medidas que se han utilizado para los buques tanque o buques contenedores no son prácticas para los PCC.

7

II. CÓMO DETERMINAR LOS LÍMITES EFECTIVOS DE FONDEO El fondeo es una técnica que implica factores tales como el tipo de buque, el calado, la profundidad del agua, el tipo de fondo, las condiciones climáticas, el poder de sujeción del ancla, etc. Por lo tanto, es difícil determinar sus límites efectivos. No obstante, se presenta teóricamente el siguiente modo, suponiendo que un tipo de modelo de PCC que fondea normalmente en la costa japonesa: Cuando un PCC con un ancla de reacción de 30 t. está fondeado con una sola ancla y tiene un viento arrachado el buque probablemente comience a garrear cuando:

La velocidad promedio sea de 11 a 12 m/s La velocidad máxima sea de 15 a 17 m/s

Estas cifras coinciden estrechamente con la experiencia de los capitanes de buques PCC. 1 – Resistencia a la tracción del ancla y la cadena a) Rotación de las uñas del ancla El poder de sujeción del ancla se basa en la estabilidad, o sea que las uñas se claven el lecho y no se tumben con los borneos. De acuerdo con algunos informes originados en experimentos, las anclas sin cepo se dan vuelta gradualmente debido a los estrechonazos y, por último, se estabilizan con las uñas en posición hacia arriba. (en especial esta tendencia la tienen las anclas de tipo Hall). Debemos estar atentos al hecho de que, cuando las uñas rotan más de 90º, la resistencia a la tensión se reduce rápidamente y se estabiliza a 1,5 veces el peso del ancla (en condición de garreo), tal como se muestra en el gráfico 7 que indica las características de poder de sujeción de los diversos tipos de ancla por modelo. Nota: Si estudiamos qué velocidad de viento real produce una presión de viento de 1,5 veces el peso del ancla, comprobaremos lo siguiente: En el caso de un ancla tipo Hall de 10 toneladas: Resistencia = 10 x 1,5 = 15 toneladas

Si suponemos un “n” = 4: 15 4 = 3,75 toneladas → 9,7 m/s (del gráfico 15) (n: coeficiente de borneo que se menciona más adelante) 9,7 m/s sería la velocidad de viento crítica.

Si convertimos esta cifra en la velocidad de viento promedio, utilizando la política de “velocidad de viento promedio efectiva” mencionada más adelante, comprobamos:

Velocidad de viento promedio efectiva = 9,7 m/s 1,25 = 7,8 m/s Esto significa que la reacción del ancla cuando sus uñas no están clavadas solo es adecuada para la presión que ejerce un viento de viento promedio de sólo aproximadamente 8 m/s.

8

Gráfico 7 Curvas de resistencias a la tracción de diversos tipos de anclas

b) Coeficiente de resistencia a la reacción del ancla En el gráfico 7, los valores de reacción / peso del ancla del eje de las ordenadas son los así llamados “coeficiente del poder de sujeción”, que se utilizó para la evaluación en 3 – 10 (en el caso del ancla tipo Hall), según la clase de fondo. No obstante, recientemente se ha considerado que las siguientes cifras son prácticas, casi independientemente de la clase de fondo:

Tipo Hall 3,5

Tipo Eells 7,0

Aunque el coeficiente de resistencia a la reacción para la cadena que normalmente se utiliza se considera aproximadamente 1,5, recientemente se está utilizando un valor práctico aproximado de 0,6. De acuerdo con estas cifras se dan los poderes de sujeción del ancla y la cadena, respectivamente, en la Tabla 3. c) Coeficiente de reacción de ancla y la cadena Tabla 2

Nombre del buque A B D F H E G C J K L M

Ancla tipo

Hall JIS 9,8 ton

Hall JIS 9,9

Hall JIS 8,5

Hall JIS 10,2

Hall JIS 9,9

Eells AC-14 6,8

Eells AC-14 7,3

Eells AC-14 5,8

Eells AC-14 6,9

Eells AC-14 6,9

Eells AC-14 7,4

Hall AC-14 6,9

Tipo “Ch”

h o l d i n g

p o w e r

Hell

(JIS)

3,5

34 ton

34

30

36

34

24

Eells

(AC-14)

7,0

47

51

40

49

49

52

Peso de la cadena

Tonelada/grillete

0,6

2,7 ton

2,5

-1,9

2,7

2,2

2,0

2,1

2,2

2,2

2,1

2,2

1,7

“Ch” : coeficiente de resistencia

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Para que un ancla ejerza el poder de sujeción mostrado en la Tabla 3, es necesario arriar una suficiente cantidad de cadena de acuerdo con la profundidad del agua y las fuerzas externas (es decir: viento y corriente) que presionan sobre el casco, para asegurar que las uñas del ancla no su tumben por efecto del borneo. El gráfico siguiente muestra la cantidad necesaria de cadena para impedir que las uñas del ancla tumben. Los tipos de anclas se dividen en tres grupos por rendimientos: 30 toneladas, 40 toneladas y 50 toneladas. Gráfico 8 Cantidad de grilletes necesaria para alcanzar el máximo rendimiento

Nota: 1. De acuerdo con este gráfico, en el caso de un ancla tipo Eells de 6 toneladas, con 40 toneladas de poder de sujeción, si se arría la cadena hasta “6 grilletes al agua” en 30 m de agua, las uñas del ancla no tumbarían. 2. La relación entre la longitud de la cadena y el equilibrio de poder respecto del poder de sujeción (principalmente la presión del viento) es tal como sigue. En este caso, se tiene en cuenta el poder de sujeción de la cadena, aunque también se dice que resulta práctico ignorarlo Gráfico 9 Relación entre la cadena y la reacción del ancla

10

l : Longitud cadena filada

Fl : Reacción del ancla – Bollard pull viento

T : tensión

lc1: Catenaria (Cadena no apoyada sobre el fondo)

lc2: Cadena tendida en el fondo h : distancia escobén / agua d : Profundidad y : Distancia escobén / lecho marino y = d + h Wa = Peso del ancla en el aire Wc = Peso de la cadena en el aire por metro λa = Coeficiente del poder de sujeción del ancla λc = Coeficiente del poder de sujeción de la cadena

cWc

aWah

Wc

Flyylclcl )

2(21

Los valores del gráfico 8 se computaron a partir de la fórmula precedente considerando: h = 10 m (constante) Wc = 0,13 toneladas (constante) Fl = Wa λa (tres variantes: 30 toneladas, 40 toneladas, 50 toneladas) 2. BORNEO Y CAMPANEO DEL CASCO Las fuerzas externas que actúan en el casco son: 1. El bollard pull del viento 2. El bollard pull de la corriente. Aquí consideraremos únicamente la presión del viento. Un buque que ha fondeado una sola ancla y está expuesto al viento, por lo general, bornea y campanea con el movimiento del gráfico 10 (un ocho recostado y deformado). Este movimiento expone por momentos una mayor área de la obra muerta al viento, por lo cual aumenta la tensión sobre la cadena. Esto sumado al estrechonazo que se genera sobre la cadena cuando la tensión llega al máximo, (posiciones 2 al 3 y 4 al 1), lo que motiva que la fuerza dinámica descargada sobre la cadena sea mucho mayor que la mera fuerza estática del viento en el frente del buque. Debemos considerar esta fuerza dinámica sobre el ancla, en caso de un viento fuerte.

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Gráfico 10 Ángulos de borneo y cabeceo

Se repiten los borneos y campaneos de (1) a (4). La tensión sobre la cadena llega al máximo en (1) y (3), que es cuando también llega al máximo el ángulo del borneo. Cambio del rumbo del buque = 2 x θ Como ya se mencionó en 4 (2), se recomienda como método práctico estimar la tensión máxima en la cadena en situación de grandes ángulos de borneo multiplicando un cierto coeficiente por la presión del viento frontal. Valores de n:

P C C 5,0

Buque de carga común 2,5 ~ 3,5

Máxima tensión sobre la cadena con borneo del casco = Bollard pull del viento frontal x n

El valor n = 5 incluye un margen de seguridad cuando el ángulo de borneo es de aproximadamente 30º ~ 40º pudiéndose adoptar un valor n = 4,5 o 4,0, teniendo en cuenta ángulos máximos de borneo inferiores. El gráfico 11 nos muestra el aumento del bollard pull del viento según el cambio del ángulo de borneo θ, suponiendo una presión de viento frontal de:

25

2

smVviento

BP

Donde BP = Bollard pull viento V = velocidad del viento. Por consiguiente, podemos decir que con 15 m/s de velocidad del viento los valores del bollard pull, debido al borneo del buque serán de: De 9 toneladas con θ = 0º (frontal). Aproximadamente 27 toneladas con θ = 20º Aumentó 3 veces Aproximadamente 42 toneladas con θ = 30º Aumentó 4,6 veces.

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Grafico 11 Ángulos de borneo / bollard pull efectivo / velocidad del viento

La relación entre la velocidad del viento y el ángulo de borneo es aproximadamente la siguiente: El ángulo de borneo es aproximadamente el doble de la velocidad en m/s del viento usando una sola ancla, (por ejemplo, θ = 40º a velocidad del viento = 20 m/s). Pero si fondeamos la segunda ancla 1 ½ vez la profundidad (snubber anchor o check anchor) para reducir el movimiento de borneo del buque, él ángulo se reducirá a la MITAD. 3. BOLLARD PULL DEL VIENTO SOBRE LA OBRA MUERTA DEL BUQUE FONDEADO Uno de los elementos a tener previo al fondeo es la presión del viento frontal. Los calados de los PCC varían muy poco y los valores de su área de proyección frontal no muestran casi ninguna variación, de manera que la presión frontal de los 8 PCC considerados aquí debe tratarse como la de un modelo uniforme. El gráfico 12 muestra la relación entre una velocidad de viento (m/s) y un bollard pull del viento BP (ton), suponiendo que el área frontal (Af) es uniforme de 900 m2. Para su referencia, el efecto de bollard pull del viento se graficó para el buque C (Af mínima), y la del buque H, (Af máxima), con líneas punteadas.

13

Gráfico 12 Bollard pull del viento en toneladas relacionando áreas frontales con la velocidad del viento, viento a fil de roda

La presión de viento real a cierta velocidad de viento esperada puede estimarse de acuerdo con este gráfico y el gráfico 11. Nota: El bollard pull del viento en los PCC se muestra en un ángulo de 0~180º de viento relativo con un viento de 10 m/s en el Apéndice 1, al final de este trabajo. Nota: El bollard pull del viento frontal en los PCC, si la velocidad es de hasta 25 m/s, se calcula,

a los efectos prácticos, mediante la fórmula siguiente:

25

2

smVviento

BP

4. Velocidad de viento promedio efectiva La velocidad de viento crítica está acotada por la reacción del ancla y su cadena y por el bollard pull del viento sobre el casco El valor es obtenido de un caso de barco en escala, con un viento constante en dirección y velocidad sometido a una prueba en túnel de viento. Pero consideremos que el viento real, sin embargo, siempre varía en dirección y velocidad. Se intenta ahora establecer la “velocidad de viento promedio efectiva” a fin de indicar con qué exactitud la velocidad de viento crítica teórica refleja la velocidad de viento real. Considerando únicamente la variabilidad de la velocidad del viento, tal como se muestra en el gráfico 13, con un viento real como un viento fluctuando cíclicamente cuyos parámetros son:

la velocidad de viento promedio: v0

la velocidad de viento instantáneo máximo: (v0 + v1) ráfaga

el período: T

14

Gráfico 13 Velocidad de viento promedio efectiva VE

Tal como se indica: A una velocidad de viento constante (VE) produce el mismo bollard pull que el provocado sobre la obra muerta, de acuerdo con la velocidad de una ráfaga de viento: V0 + V1 que varía durante 0 – ½ T, A esta velocidad de viento constante VE se la llama la “velocidad de viento promedio efectiva”.

Velocidad viento promedio efectiva = velocidad de viento constante equivalente al mismo trabajo generado por un viento variable

KE es el coeficiente efectivo determinado por una promedio de ráfagas

KE x velocidad de viento promedio Cuando se considera el bollard pull de un viento variable en el caso de un fondeo, se aplica: La velocidad de viento crítica = La velocidad de viento promedio efectiva La presión del viento es proporcional al cuadrado de la velocidad del viento. Gráfico 14 Relación entre KE y ráfaga máxima promedio

15

El valor de KE está dado en el gráfico 14 como una relación con la proporción de ráfagas. Por lo tanto, si determinamos la proporción de ráfagas de acuerdo con la situación real, se puede convertir la velocidad de viento crítica teórica (constante) en el viento variable real. Nota: Cuando la velocidad de viento crítica es de 15 m/s, suponiendo una proporción de ráfagas de 1,4, entonces como KE = 1,25:

Velocidad de viento promedio = 15 1,25 = 12 (m/s) Velocidad de viento máxima = 11 x 1,4 = 16,8 (m/s)

5. Catenaria de la cadena filada y límite de velocidad de viento sostenible

durante un fondeo El gráfico 15 resume lo mencionado en I. 4 y da los parámetros a tener en cuenta previo al fondeo de los PCC. Condiciones previas a considerar a) Coeficiente de rendimiento del ancla (λa)

Tipo Hall: 3,5

Tipo Eells: 7,0 b) Peso de la cadena por metro (WC): 0,13 toneladas Coeficiente de rendimiento de la cadena (λ c): 0,6 c) Bollard pull del viento frontal Suponiendo que el área frontal de la obra muerta (Af) de los PCC sea uniformemente 900 m2, el bollard pull del viento frontal puede representarse del siguiente modo:

25

2

smVviento

BP

d) Altura del escobén, por encima del agua: 10 metros (uniforme) e) Máximas reacciones de anclas (Wa - λ a); 30, 40, 50 toneladas. f) Profundidad del agua: 20, 30, 40, 50 metros g) Borneo coeficiente (n) : 5,0 4,0 3,0

16

Gráfico 15 Bollard pull viento y longitud necesaria de la cadena

Nota: El promedio de la proporción de ráfagas en caso de tifón se considera de aproximadamente 1,4 – 1,5. La velocidad del viento es una velocidad de viento promedio que se calcula usando el coeficiente efectivo (KE = 1,25) en una proporción de ráfagas de 1,4, convertido de la velocidad de viento promedio efectiva que coincide con el bollard pull sobre la obra muerta = Reacción del ancla después de considerar el coeficiente de borneo n = 3, 4, o 5 . y son trazados de acuerdo a valores derivados de la fórmula relativa a la longitud de la cadena vista en las referencias.

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Reacción del ancla y cadena

Tabla 3

Buque A B D F H E G C J K L M

Tipo de ancla

Hall JIS 9,8 ton

Hall JIS 9,9

Hall JIS 8,5

Hall JIS 10,2

Hall JIS 9,9

Eells AC-14 6,8

Eells AC-14 7,3

Eells AC-14 5,8

Eells AC-14 6,9

Eells AC-14 6,9

Eells AC-14 7,4

Hall AC-14 6,9

Tipo “Cr”

h o l d i n g p o w e r

Hell

(JIS)

3,5

34 ton

34

30

36

34

24

Eells

(AC-14)

7,0

47

51

40

49

49

52

Peso de la cadena

Tonelada/grillete

0,6

2,7 ton

2,5

-1,9

2,7

2,2

2,0

2,1

2,2

2,2

2,1

2,2

1,7

“Cr” : Coeficiente de rendimiento

Explicación acerca de cómo usar el gráfico 15 Ejemplo 1 Ancla tipo Hall de 9 toneladas

a) Cuando el ancla está a 30 metros de profundidad en el agua, ¿cuántos grilletes de cadena se necesitan para evitar que la misma no tumbe?

b) Si arriamos 7 grilletes de cadena, ¿qué intensidad de viento se puede resistir?

Cuando el coeficiente de rendimiento del ancla es de 3,5 tendremos: 9 x 3,5 = 31,5 toneladas Supongamos un “tipo de 30 toneladas” en el gráfico 15 para este ejemplo. (1) En el gráfico 15 podemos ver que deben arriarse 5 grilletes de cadena para evitar la rotación de las uñas. (2) Suponiendo n = 5 ~ 4 con 7 grilletes arriados en una profundidad de 30 metros, se entiende que podemos permanecer al ancla hasta una velocidad del viento de

promedio: 11 ~ 12 m/s máxima: 15 ~ 17 m/s

En otras palabras: “Es necesario tomar precauciones contra el garreo cuando el viento alcanza las velocidades indicadas”. Ejemplo 2 Ahora utilizamos un ancla tipo Eells de 6,8 toneladas. Se han fondeado 8 grilletes de cadena a 20 metros de profundidad, una velocidad de viento con máxima velocidad de 25 m/s está prevista ¿Se puede mantenerse fondeado sin temor de garreo? El coeficiente de poder de rendimiento del ancla tipo Eells es 7, por lo tanto una Eells de 6,8 toneladas soporta una tracción de 47 toneladas.

18

Se usa la línea de “50 toneladas” del gráfico 15. Un ancla de 50 toneladas de reacción, con 8 grilletes en 20 m. de profundidad, está para un “n” = 5, la velocidad de viento crítica promedio es de 13 – 15 m/s y la máxima 19 – 21 m/s, Más allá de la cual es probable que el buque garree. Si aumentamos la longitud de la cadena al máximo (11 grilletes), la velocidad de viento crítica soportable aumenta únicamente hasta 14 - 15 m/s de promedio y un máximo de 20 – 22 m/s. Por lo tanto se aconseja no permanecer con una sola ancla, a menos que se reduzca el coeficiente “n” (en otras palabras”reducir el borneo del buque”, fondear una segunda ancla 1 ½ vez la profundidad (fondeo hamerlock) o fondear a barbas de gato. III) GARREO Los PCC fácilmente garrean el ancla, principalmente por su amplio borneo debido a que la influencia del viento es muy grande y a que la tensión que trabaja en la cadena del ancla, ocasionada por el bollard pull del viento frontal, es de varias veces el valor normal. La mecánica que ocasiona el garreo todavía no está suficientemente aclarada, pero se analiza en el gráfico 16 obtenido de un modelo de características de reacción de un ancla, que el ancla comienza a garrear cuando la tensión horizontal de la cadena excede la capacidad de reacción del ancla y la cadena Hasta ese momento el ancla está todavía manteniendo el poder de sujeción contra el bollard pull del viento, pero el buque bornea y campanea cíclicamente, (curva de seno regular en el registrador de rumbo). El ancla pierde rápidamente su poder de reacción cuando se tumba (tracción a aproximadamente 90º), punto en el cual el buque comienza a garrear y es imposible volver a hacer cabeza. Gráfico 16 Modelo de trazado en el graficador de rumbo que indica que se

inició el garreo.

1. Detección de garreo Es esencial prepararse para el garreo con una vigilancia reforzada del ancla cuando el viento excede la velocidad de viento crítica, como se anticipó de antemano. Los métodos para detectar el garreo son los siguientes:

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a) Controlar la posición del buque por radar, etc. b) Controlar el trazado del registrador de rumbo. Prestar atención cuando

no se registre una curva de seno regular. c) Controlar el borneo del barco. Prestar atención cuando desaparece y se

mantenga un ángulo constante con respecto la dirección del viento. d) Controlar la tensión de la cadena. Prestar atención cuando continúa

estando muy tensa sin aflojar. e) Controlar el registro Doppler para la velocidad OG (over grond).

Nota: 1. Debe tenerse presente que el garreo inferior a 200 metros es difícil de detectar, debido a la falta de precisión del radar al medir al medir un blanco a una distancia de 5 millas. 2. Debe supervisarse el garreo no sólo de su propio buque, sino de otros buques de la vecindad.

2. Velocidad de garreo El gráfico 17 muestra las velocidades de garreo de un ancla tipo Hall, estimadas bajo ciertas condiciones. Gráfico17 Estimación de la velocidad de garreo

A partir de este se puede postular lo siguiente: Un PCC con un ancla tipo Hall deriva a aproximadamente 2 nudos, después de 2 minutos de garreo En caso de un ancla tipo Eells, se ha informado que un buque garreó 1.080 metros en 2 horas 20 minutos, sometido a un viento de 18 – 20 m/s en promedio (29 – 31 m/s de instantáneo máximo) en el fondeadero exterior de Nagoya, lo cual significa un garreo de 0,3 nudos en promedio. 3. Prevención del garreo La principal medida para la prevención del garreo es controlar el borneo y campaneo Si puede reducirse el borneo, se disminuye el coeficiente “n” mencionado en II-2, y puede esperarse entonces un aumento de la velocidad de viento crítica admisible.

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Por ejemplo, en el gráfico 11 vemos como aumenta la proporción del bollard pull del viento en la obra viva cuando se recibe el viento por las amuras, en comparación a cuando se o recibe a fil de roda Es 4,6 veces con θ = 30º y 2,8 veces con θ = 20º Lo cual significa que reducir el borneo es sumamente efectivo para impedir el garreo. Las medidas para reducir el borneo, en general, son las siguientes: Gráfico 18 Snubber anchor y fondeo Hammerlock

Si una snubber anchor funciona efectivamente, puede reducirse el ángulo de borneo del buque a mitad Se dice, sin embargo, que su efecto disminuye, en los casos en que la velocidad del viento excede los 25 m/s o cuando la profundidad del agua es mayor que 40 metros. Si se controla en ambas anclas, establecer en más de 60º el ángulo abierto de las dos cadenas (θs + θp) es muy efectivo para la prevención del balanceo.

4) Fondeo a barbas de gato En el gráfico 19, vemos que si el ángulo entre ambas anclas está razonablemente abierto (> a 45°), se reduce bastante el borneo. En la práctica, es necesario tener un juicio apropiado sobre la base de la situación encontrada, para fondear con un ángulo ideal entre las cadenas para enfrentar una posible variación de la dirección del viento.

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Grafico 19 Barbas de gato

5) Ajuste de calados - asiento Es esencial provocar un asiento negativo para disminuir el borneo. Disminuyendo el área del casco de barlovento puede reducirse la presión del viento en la proa y lograr que la popa trabaje como veleta (mesana). Además, con el buque con asiento negativo, el centro vélico del buque se desplaza hacia la popa y el centro de la presión hidráulica se desplaza hacia proa generando una cupla que facilita su presentación para recibir el viento bien por proa . Por lo tanto, el asiento adecuado puede reducir de modo efectivo el borneo y campaneo Gráfico 20 Resultados de las pruebas de modelo para los VLCC

6) Uso del thruster Se dice que, si se usa apropiadamente, puede esperarse que el bow thruster funcione tan bien como una snubber anchor. 7) Incrementando la reacción del ancla y la cadena

22

a) Es importante seleccionar un buen tenedero y un método de fondeo adecuado a fin de lograr que el ancla haga buena cabeza. Debemos tener presente que frecuentemente, las anclas no clavan adecuadamente sus uñas o se empastan por haber garreado en un primer momento. b) También es importante arriar más cadena ante un posible desmejoramiento de las condiciones meteorológicas, sin esperar que se llegue a una situación de garreo, o efectuar de entrada un fondeo con ambas anclas. c) Respecto del uso del motor principal Es muy difícil reducir la tensión de la cadena usando el motor principal durante el borneo pudiendo llegarse a situaciones de riesgo innecesarias. IV - AMARRE A MUELLE Todos los PCC tienen un perfil físico único, y el mismo puede crear varios problemas de maniobra, especialmente en los atraques. De ahora en adelante se tomará en cuenta solamente la relación entre la presión del viento y las tensiones de las amarras. Gráfico 21 Cuerpo prismático y ángulo de trabajo de las amarras

Es necesario tener en mente que los siguientes problemas pueden presentarse: Debido a la altura de los portaespías en ángulo vertical que forman las amarras (dip) es muy grande. Esto debilita la efectividad de las amarras sobrecargando las tensiones para iguales fuerzas exteriores. a) La distribución de las líneas de amarre se ve restringida por la gran rampa

de embarque de automóviles. b) En algunas oportunidades la colocación de largos travesines puede verse

imposibilitada debido a la necesidad de dejar espacio suficiente para el transito de los vehículos durante la carga/descarga.

c) Normalmente el cuerpo prismático del buque (área de obra muerta paralela al muelle) no es muy grande y los finos de proa y popa si lo son, por lo tanto los siguientes problemas pueden presentarse:

23

Los finos del casco pueden sobresalir con mucha facilidad por encima del nivel del muelle y ello pone en peligro el casco, sobre todo en la zona de la bovedilla en donde se suma los daños que pueden sufrir la hélice y el timón.

Las operaciones push/pull de los remolcadores se ven restringidas.

El buque puede guiñar mientras se encuentra amarrado al muelle. Las relaciones entre tensión de las amarras y las fuerzas que actúan sobre el buque amarrado varían según los casos. De todas formas la siguiente explicación simplifica los factores que actúan más que en el caso de fondeo y permiten una guía clara y practica para comparar bollard pull del viento y sus efectos sobre las tensiones de las amarras. Nota: Cuando el buque amarrado al muelle está recibiendo oleaje resulta difícil calcular la tensión de las amarras (fuerzas dinámicas) creadas por el rolido y el cabeceo del buque. Por consiguiente solo el balance estático de las tensiones de las amarras serán tratadas de aquí en adelante. Pequeños movimientos causados por el rolido del buque pueden ser absorbidos por la elongación de los cabos, pero cuando dichos movimientos comienzan a ser muy grandes, ese exceso de tensión puede hacer necesario que el buque deje el muelle.

Gráfico 22 Bollard pull del viento sobre el buque atracado.

El bollard pull del viento sobre la obra muerta puede ser estimado mediante la siguiente fórmula

3

)/(2 smVelocidadBP viento

La figura indica dicho resultado en forma gráfica para dos tipos de buques

24

Uno tipo C, el cual tiene el área lateral de obra muerta mayor, y otro tipo A, con área lateral de obra muerta menor) Nota: Los datos están referidos al área expuesta por encima de la superficie del muelle y fueron calculados mediante un programa computarizado creado por el centro de entrenamiento de NYK, el cual fue desarrollado según las características de cada buque y aplicando la siguiente fórmula:

BaaB 85,0'

Basado en un esquema normal de amarre para PCC, la tensión total que soportan las amarras puede ser estimada en 120 t. para un viento del través de tierra de velocidad comprendida entre los 17 a 18 m/s. Gráfico 23 Esquema estándar de amarre

Las tensiones en toneladas métricas calculadas por línea son las siguientes

Largos de proa (A) 10

Largos de popa (F) 10

Travesín de proa (B) 15

Travesín de popa (E) 15

Travesín de popa (storm bit) 20

Esprines nil

Un simple cálculo nos permite entonces encontrar cuales serían las tensiones que soportan las amarras en caso de un esquema como el mostrado en la figura:

Largos de proa 10 t x 3 30 t

Travesines de proa 15 t x 2 30 t

Esprin de proa Nil

Esprin de popa Nil

Travesines de popa 15 t x 2 30 t

Largos de popa 10 t x 3 30 t

Total 120 t.

Promedio efectivo de la velocidad del viento

25

Si consideramos ½ del período “T “ Donde: V0 La velocidad promedio fluctuante V1 La velocidad máxima fluctuante (ráfaga) V2 La presión que ejerce el viento (bollard pull)

0

1

22

0

2

0

22

0

)2

41(

2

2sen

V

V

VtdVT

V

T

tVV

T

E

Tendremos que el promedio considerando las ráfagas estará dado por VE al que llamaremos: 1) Promedio efectivo de la velocidad del viento = Velocidad crítica del viento

El valor de KE está dado en el gráfico precedente como una relación del promedio de la ráfaga. Por lo tanto si se determina el mismo de acuerdo a la situación actual se puede convertir la velocidad crítica teórica

26

Cuando la velocidad crítica del viento es de 15 m/s, suponiendo un promedio de ráfagas de 1,4, entonces KE: 1,25 De acuerdo al gráfico 22 la velocidad del viento que corresponde a 120 t. de tensión en las amarras es de 19 m/s. Asumiendo que ese es el promedio efectivo de velocidad del viento y que en promedio las ráfagas son de 1,4 con respecto a dicho promedio, según la figura

14 el coeficiente 25,1EK , entonces el promedio de velocidad del viento es el

siguiente:

Promedio efectivo de velocidad de viento = promedio de velocidad del viento dividido EK

sm

smpromedioVelocráfagaimaVelocidad

sm

K

vientoVvientovelocidadomedio

E

214,1154,1.máx

1525,1

19.Pr

Esto significa que cuando estemos usando un esquema similar de amarre, si la velocidad del viento excede los 15 m/s, es necesario estar muy alerta. Nota El cálculo simplificado usado arriba para encontrar las tensiones en un esquema convencional de amarre está basado solamente en fuerzas estáticas e incluyen un razonable margen de seguridad. De hecho usar el resultado de la tensión por línea de amarre multiplicado por el número de líneas no es enteramente certero. En la práctica cada cabo recibe varias tensiones, dependiendo del material de construcción, su longitud, ángulo de trabajo y método que provee la tensión del mismo (bita o carretel de auto tensión). Tomando en consideración la experiencia, es sabido que los cabos se romperán cuando sólo uno de dichos límites sea alcanzado (normalmente comienza a romperse el más corto de una línea de amarre). Es particularmente complicado en casos donde el buque se está moviendo bajo la influencia de un mar de fondo tendido calcular las tensiones efectivas que está soportando cada línea, por lo tanto en dichas circunstancias es imposible la utilización de este método simple de cálculo.

2) Explicación del método simplificado El método básico de cálculo explicado anteriormente puede ser utilizado si se asume lo siguiente: Nota: Cuando se quiere estudiar las tensiones que soportan las amarras de un buque en particular se debe asumir que el mismo está amarrado de forma apropiada manteniendo el necesario grado de precisión y seguridad.

a) Despreocupándose de la longitud y tipo de esprines y su coeficiente de elongación.

b) Asumiendo que todos los cabos están sufriendo iguales tensiones. c) Asumiendo que la tensión (T) por cabo es de 30 t.

En general la resistencia del noray es mayor que la carga de rotura del cabo la cual a su vez es mayor que a carga de rotura del guiche de amarre. Basándonos en esto, la tensión de los cabos puede ser sustituida por la carga de rotura de los guinches de amarre. Dichos valores para un PCC ronda entre las 30 a 40 t. Asumamos 30 t. para dejar un margen aceptable de seguridad. Nota: La relación entre las cargas de los cabos y la carga máxima que soportan los guinches de amarre están mostradas en la tabla que nos muestra las características principales de varios PCC.

27

d) No tomando en consideración los cambios de ángulo vertical y horizontal con que trabajen los cabos, los que variarán de acuerdo al calado, alturas de marea y ubicación de las bitas.

3) Coeficiente de amarre El mismo es utilizado para encontrar el valor de la componente horizontal transversal de la tensión T de la amarra (ver figura 24) El mismo se obtiene:

cossenTamarredeeCoeficient

El mismo está basado sobre un arreglo estándar de amarre de los PCC y podemos utilizar la siguiente tabla para acelerar los cálculos:

Línea de amarre Coeficiente

Largo de proa 0,4

Largo de popa 0,4

Travesines 0,6

Esprines 0,1

En consecuencia el total las fuerzas que actúan sobre el buque amarrado el igual:

líneasdenúmeroecoeficientlineacadadeTensiónfuerzaTotal

Las tensiones T que soporta cada cabo fueron indicadas anteriormente Aplicando un razonable margen de seguridad podemos obtener los siguientes resultados:

Línea de amarre Total con coeficiente

Valor real

30 t x 0,4 12 10

30 t x 0,6 18 15

30 t x 0,1 3 Nil

La siguiente tabla 5 nos muestra valores basados en buques actuales

Bu- que

1 Numero de cabos

2 Tensión

(t)

aprox.

dip

3

sen

4

.cos

5 Coef. = 3 x 4

Fuerzas amarre (t) 1 x 2 x 5

Largos proa

A

X 3 35 27° 32° 0,454 0,848 0,385 40,4

Y 3 35 26° 14° 0,438 0,970 0,425 44,6

Z 3 30 34° 22° 0,559 0,927 0,518 46,6

Travesín proa

B

X 1 35 80° 46° 0,988 0,695 0,687 24,0

Y 2 35 40° 32° 0,643 0,848 0,545 38,1

Z 2 30 80° 30° 0,984 0,866 0,852 51,1

Esprin proa

C

X 1 35 34° 76° 0,559 0,242 0,135 4,7

Y 1 35 6° 22° O,104 0,927 0,096 3,4

Z 1 30 10° 20° 0,174 0,940 0,163 4,9

Esprin popa

D

X 1 35 40° 76° 0,643 0,242 0,156 5,5

Y 1 35 6° 26° 0,104 0,898 O,093 3,2

Z 1 30 6° 20° 0,174 0,939 0,098 2,9

Travesin popa

E

X 1 35 73° 76° 0,956 0,242 0,231 8,0

Y 2 35 40° 36° 0,643 0,809 0,520 36,4

Z 2 30 80° 30° 0,985 0,866 0,853 51,1

Largo Popa

F

X 3 35 23° 32° 0,391 0,848 0,332 34,9

Y 3 35 35° 16° 0,438 0,961 0,438 46,0

Z 3 30 50° 20° 0,766 0.939 0,720 64,8

28

4) Asistidos por un remolcador Como sabemos el bollard pull a tiro fijo para un remolcador sin tobera Kort ronda entre 1 y 1,1 tonelada por cada 100 SHP. Supongamos que cuando utilizamos dos remolcadores de 3.000 SHP cada uno logremos un bollard pull de 60 t. De lo observado en el ejercicio 23 podemos sumarle 120 t. de tiro de las amarras: 120 t. + 60 t. = 180 t. Del gráfico de la figura 22 podemos obtener que dicho fuerza contrarresta la fuerza de un viento de 24 m/s (47 ns.) Si utilizásemos únicamente la fuerza de las amarras podríamos únicamente contrarrestar un viento de 19 m/s (37 ns.), o sea que con el uso de los remolcadores podremos incrementar la potencia un 25% V - MANTENIENDO EL RUMBO Y GIRANDO Gráfico 24 Rumbos graficados seguidos por oficiales en un simulador

La figura precedente es el resultado de un entrenamiento que realiza la asociación de capitanes japonesa para aprender a mantener un rumbo determinado mediante el uso de un simulador. El ejercicio consiste en gobernar el buque con un rumbo rectilíneo en un canal de 300 m. de ancho con un viento de 15 m/s de una amura incidiendo con un ángulo de 45*. En el están representados cinco ejemplos de cursos mantenidos por oficiales que no poseían experiencias a bordo de PCC. La mayoría de los examinados fueron sacados del canal sobre el veril izquierdo (de barlovento), debido al error inicial de apreciación de cual es el ángulo de abatimiento a aplicar (lee way). El abatimiento a aplicar a un PCC es muy grande en comparación con otro tipo de buques. Cuando se navega un PCC a través de un canal angosto es necesario entender de antemano cual será el abatimiento a aplicar. Ese ángulo puede ser previsto tomando en consideración la dirección con la que se recibirá el viento, su velocidad, la profundidad en la que se navegará, la velocidad del buque, su calado, etc. Además se deberá tener presente si la maniobra requerirá mas de 15º de contra timón, en ese caso será necesario estar preparado para el posible uso de medidas para contrarrestar las dificultades que esa maniobra haga surgir. Esa dificultad para mantener el rumbo en canales estrechos puede quedar mejor aclarada en el presente gráfico

29

Gráfico 25 Navegando en un canal estrecho con viento del través

Partiendo de la posición 1 cuando entramos en el canal angosto, debido a la deriva, un abatimiento debe ser aplicado de inmediato, lo que nos llevará a que la popa se acerque demasiado contra la boya #1 del veril de sotavento. Esto nos lleva a aplicar timón a babor con una patada avante para poder alejarla (posición #2), pero a continuación y por el efecto de esa caída a babor deberemos aplicar nuevamente timón a estribor (posición #3). Como resultado de esa maniobra la popa se aproximará ahora a la boya de sotavento # 3. Nuevamente deberemos aplicar timón a babor con una patada avante para librar la popa (posición # 4). De esta manera las maniobras se irán repitiendo. Además la presión lateral del viento irá ensanchando el ancho de las guiñadas, haciendo la maniobra más dificultosa. Gráfico 26 Estimación del ángulo de abatimiento y el ángulo de contra timón.

Estas figuras muestran el valor necesario de contra timón y el ángulo de abatimiento a aplicar, las cuales han sido tomados de ejercicios en simulador. Las condiciones aplicadas son las siguientes. Tamaño del buque PCC 5.000 UT Calado 8,00 m. Asiento 0 Dirección verdadera del viento Través Velocidad verdadera del viento 6 m/s 12 m/s Profundidad Más de 16 m. (h/T infinito)

30

Aprox. 10 m (h/T 1,2) Valor contra timón Necesario para mantener el rumbo De acuerdo a este modelo matemático, las siguientes tendencias fueron observadas: a) El valor del ángulo de abatimiento a aplicar para contrarrestar la deriva se

ve sumamente incrementado con el aumento de la profundidad. b) Si dicha relación disminuye por debajo de 1,5 dicho ángulo disminuye

drásticamente. c) El valor del ángulo de metida de contra timón aumenta con el incremento de

la profundidad, si la misma disminuye el ángulo de deriva decrece, pero también pierde eficiencia el timón.

d) En casos críticos en donde la relación h/T es de sólo 1,2, el ángulo de deriva y de contra timón será muy pequeño y se debe esperar también una fácil maniobrabilidad. De todas formas seto es solo aplicable cuando se deben mantener rumbos rectos. Actualmente, en aguas someras con escasos márgenes de seguridad, es necesario tener en mente que cuando deseemos efectuar una caída y luego retomar otro rumbo rectilíneo, el comportamiento del buque será muy pesado como si se hubiera producido un incremento de desplazamiento.

Tabla 5 - Valor necesario de metida de contra timón – calado: 8 m. – asiento: 0 Profundidad / velocidad 4 ns. 6 ns. 8 ns. 10 ns. 12 ns

Velocidad viento 12 m/s

16 m.o más 37* 15* 5*

14 m. 17* 5*

10 m. 18* 7*

Velocidad viento 6 m/s

16 m. o más 15* 5* 3*

14 m. 17* 7* 5*

10 m. 18* 8* 0*

Nota: significa que aún con 35* de metida de timón es imposible mantener el rumbo Además, a pesar de que no esté indicado aquí, pero de acuerdo a lo obtenido en simulación, los puntos siguientes deben ser tenidos en cuenta:

Con un cambio del calado de 1 m., el ángulo de deriva y de contra timón no se ven afectados en gran grado.

El ángulo de deriva no se ve muy afectado por un cambio de asiento.

De todas maneras estos puntos pueden afectar el ángulo de contra timón, especialmente en caso de aproamiento del buque, en donde la maniobrabilidad decrece drásticamente. Es siempre preferible un asiento positivo debido a que la maniobrabilidad mejora de algún grado..

1. Curva evolutiva bajo la acción del viento. La curva evolutiva de los PCC, sin efectos externos, es mayormente constante rondando las 3 a 3,5 esloras, no estando afectadas por la velocidad del buque. Son más pequeñas que las de los porta contenedores, que normalmente rondan las 4 a 4,5 esloras. Pero por otro lado las curvas evolutivas de los PCC se ven muy afectadas por el viento que deforman el diámetro final derivándolo de manera notable a sotavento. El gráfico siguiente nos muestra una curva evolutiva sin viento de un PCC de las siguientes características:

31

Tipo de buque 5000 U/T

Velocidad inicial 4 ns.

Calado 7 m.

Ángulo de metida timón 35° por estribor

Profundidad

Velocidad verdadera viento 6 m/s

Gráfico 27 Curva evolutiva en aguas profundas y sin factores externos

Gráfico 28 Curva evolutiva con viento Se inicia la curva con viento verdadero de proa Se inicia la curva con viento verdadero

de popa

32

Gráfico 29 Curvas evolutivas bajo la acción del viento

Tomando como base comentarios e impresiones de capitanes que tienen experiencia en maniobra de los PCC, si se tienen en cuenta importantes aspectos de su maniobra y operación, pueden ser reducidos los siguientes puntos:

a) En la operación de los PCC no pueden ser aplicados las reglas que se utilizan para buques convencionales.

b) Los PCC son unos buques especiales que son muy afectados por

fuerzas externas, especialmente por el viento.

c) Es extremadamente importante, en un grado mucho mayor que para otros buques, tomar en consideración e implementar medidas precautorias concerniente a la maniobra y limitaciones de movimientos antes de encarar una maniobra en espacios reducidos. Por lo tanto márgenes de seguridad deben ser tenidos en cuenta.

33

APÉNDICE 1 Cálculo de la resultante por presión del viento sobre un PCC La fórmula general es la siguiente:

)sencos(2

1 222 BAVCaF

Gráfico 30

Donde: V velocidad del viento

Ángulo verdadero desde donde se recibe el viento desde proa

Ra Resultante a Distancia desde la roda hasta el centro vélico

Ángulo de incidencia de viento relativo desde proa

Ca Coeficiente A Área frontal B Área lateral

Densidad del aire Ejemplo Nombre del buque “Blue Hawk” Calado 7,5 m. LBP 174 m. Área frontal 860 m2 Área lateral 4.400 m2 Velocidad del viento 10 m/s

34

Tabla 6 Dirección del

viento en grados

Resultante en toneladas

Bollard pull longitudinal

en ton.

Bollard pull transversal

en ton.

Distancia proa centro vélico en m.

Ángulo de afección en

grados

Coeficiente Ca

0 3,7 3,7 0,3 50,6 4,5 0,69

10 6,2 5,5 2,8 54,6 27,4 1,03

20 10,8 7,6 7,7 58,6 45,6 1,37

30 17,3 8,7 14,9 62,6 59,7 1,60

40 23,0 7,8 21,7 66,6 70,2 1,60

50 26,0 5,6 25,4 70,6 77,7 1,43

60 29,6 3,7 29,4 74,6 82,8 1,36

70 32,1 2,1 32,1 78,6 86,2 1,30

80 32,5 0,9 32,5 82,7 88,4 1,22

90 34,6 0,0 34,6 86,7 90,0 1,27

100 32,7 -0,9 32,7 90,7 91,6 1,23

110 30,6 -2,0 30,6 94,7 93,8 1,24

120 28,5 -3,6 28,3 98,7 97,2 1,31

130 26,6 -5,7 26,0 102,7 102,3 1,46

140 21,7 -7,4 20,5 106,7 109,8 1,51

150 16,4 -8,3 14,2 110,7 120,3 1,52

160 11,9 -8,3 8,5 114,7 134,4 1,51

170 6,6 -5,7 3,0 118,7 152,6 1,08

180 3,8 -3,8 0,3 122,7 175,5 0,72

Bibliografía Traducción libre de “Guide to Handling P.C.C” Pilot age S.A