1 - Memoria de Cálculo

Memoria de cálculo:

PROYECTO

PUENTE PEATONAL EN MALECÓN TURÍSTICO DEL PUERTO DE ENSENADA

M.I. Ricardo Sánchez Vergara

DICIEMBRE 2014

PROYECTO ESTRUCTURAL

“PUENTE PEATONAL EN MALECÓN TURÍSTICO DEL PUERTO DE ENSENADA Calle 10 y Morelos #807-5 Fracc. Ulbrich Tel. (646) 204-78-02; E-Mail: [email protected]

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I.

ANTECEDENTES De acuerdo a la solicitud del Ing. Salvador Osorio Orozco se realiza el presente Proyecto Estructural referente a Puente Peatonal, ubicado en el recinto portuario del municipio de Ensenada, en el estado de Baja California.

II.

DESCRIPCIÓN DEL PROYECTO

El proyecto es referente a la construcción de puente peatonal de 63m de longitud, dividido en dos claros, la superficie de acceso peatonal será de 4.40m de ancho y tendrá una pendiente mínima del 2%,

Localización Satelital

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Geometría del Puente

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III.

ESTRUCTURACIÓN

El puente, que será utilizado para tránsito peatonal, constará de losacero formada por lámina tipo “SteelDeck” y concreto reforzado. La losa descansará sobre vigas de acero A-992 (fy=3,520 kg/cm²) de sección “W”, separadas equidistantemente una de otra y conectadas a la losa mediante pernos de cortante. La estructura principal, que recibirá a las vigas secundarias, se compone por dos vigas paralelas de acero, de sección tipo “I”, formada por placas de acero A-36 (fy=2,535 kg/cm²). Las vigas se encargarán de resistir las cargas de servicio y accidentales y, a su vez, transmitirlas a la cimentación. Las vigas principales serán recibidas por cabezales de concreto reforzado, los cuales se encargarán de distribuir los esfuerzos de las vigas a la cimentación. La cimentación se llevará a cabo mediante pilas de concreto coladas en sitio de sección circular. El refuerzo de las pilas será a base de varilla corrugada con esfuerzo de fluencia fy=4,200 kg/cm² tanto en armado longitudinal como transversal. Las conexiones se elaborarán en base a las condiciones de trabajo más adecuadas, ya sea conexión simple a cortante o con transmisión de momentos según se especifique.

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IV.

REGLAMENTACIÓN

Para la aplicación de los criterios de análisis de cargas, y el análisis del comportamiento estructural, se aplicaron los siguientes reglamentos: Análisis de Cargas Reglamento de edificaciones de Baja California vigente del 2013; Normativa SCT, designación N.PRY.CAR.6.01.003 Normativa AASHTO LRFD Bridge Design Specificatios. Diseño por Sismo Manual de Diseño de Obras Civiles, Diseño por Sismo de la CFE del 2008. Normativa SCT, designación N.PRY.CAR.6.01.004 Diseño de elementos de Concreto Building Code Requirements for Structural Concrete (ACI 318-11), American Concrete Institute, Committee 318. Diseño de elementos de Acero Load and Resistance Factor Design (LRFD AISC Third Edition), Seismic Design Manual, American Institute of Steel Construction ASCE 7-10. Normativa AASHTO LRFD Bridge Design Specificatios. Mecánica de Suelos La capacidad portante del suelo y la profundidad de desplante de la cimentación, se tomará de las recomendaciones proporcionadas en el estudio de mecánica de suelos, elaborada por el laboratorio GEOSERVICIOS.

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V.

ESPECIFICACIONES GENERALES

Concretos 

Concreto f’c = 300 kg/cm² en Cabezales.



Concreto f’c = 300 kg/cm² en Pilas.



Concreto f’c = 200 kg/cm² en Losa.



Todo el concreto será vibrado evitando segregación.



El agregado máximo del concreto será de ¾”



El revenimiento máximo en el concreto será de 12 cm.



El curado deberá efectuarse inmediatamente después de haberse producido el fraguado inicial, aproximadamente 3 horas después del colado.



El colado se deberá colocar de manera que no produzca segregación de los agregados.



Se debe compactar con vibrador mecánico o eléctrico de diámetro adecuado al espesor del concreto. La intensidad del vibrado será la necesaria para que fluya el concreto sin segregarse.



Para concretos hechos en obra, el agua de mezclado deberá ser limpia y cumplir con los requisitos de la norma NMX-C-122. Si contiene sustancias en solución o suspensión que la enturbien o le produzcan olor o sabor fuera de lo común, no deberá emplearse.



La resistencia mínima a compreción (f’c) deberá ser mayor o igual a 200kg/cm² (20mPa) para elementos estructurales (losas,trabes, columnas, cimentación)

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Acero de refuerzo 

Acero de refuerzo de resistencia a la fluencia fy = 4200 kg/cm² para varillas No.3 y superiores. Acero de refuerzo de resistencia a la fluencia fy = 2800 kg/cm² para varillas del No.2. La protección de las varillas con el exterior se hará con el recubrimiento, el cual será:

 Concreto Colado contra el suelo y expuesto permanentemente en el ....... 75 mm 

Losas y Muros ............................................................................................. 20 mm



No se permite utilizar acero oxidado o con aceite o con cualquier otro material que disminuya su adherencia.



Se debe evitar los traslapes de varilla dentro de los nudos, en una zona de un cuarto del claro (l/4).



Todas las barras deben ser dobladas en frió.



Donde se efectúe un traslape se deberá colocar un estribo extra.



Los estribos serán de acuerdo a planos.



Se define varilla superior al refuerzo horizontal, el cual tiene concreto fresco por más de 30 cm colocado por debajo de la longitud de empalme o desarrollo.



Para varillas con recubrimiento epóxico y recubrimiento menor que 3 db o separación libre menor de 6db multiplicar los valores de la tabla por 1.5 y para otras varillas con recubrimiento epóxico multiplicar por 1.2.



Donde los empalmes se indiquen en varillas de diferente diámetro, la longitud de desarrollo se tomara basado en la varilla de menor diámetro.



Todas las barras deben ser dobladas en frio.

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La longitud de traslapes y dobleces se dará, en base a los criterios del ACI-318, de acuerdo con los valores de la siguiente tabla:

LONG.DE DESARROLLO (Ld) CON GANCHO (cm)

LONGITUD DE TRASLAPE (Lt) (cm)

RESISTENCIA DEL CONCRETO (kg/cm²)

RESISTENCIA DEL CONCRETO (kg/cm²)

200

250

300

350

Lh

200

250

300

350

1 4"

14

13

12

11

8

37

33

30

28

3 8"

21

19

17

16

11

56

50

45

42

1 2"

28

25

23

21

15

74

66

61

56

5 8"

35

32

29

27

19

93

83

76

70

3 4"

42

38

35

32

23

111

100

91

84

1"

57

51

46

43

30

185

165

151

140

141"

71

63

58

53

38

231

207

189

175

121"

85

76

69

64

46

278

248

227

210

TAMAÑO

Lt

Ld

VARILLA DE ACERO

VARILLA DE ACERO

Lh

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Acero Estructural Acero de Perfiles 

El acero estructural en Vigas principales, formados por placa de acero, será del tipo A-36 con esfuerzo de fluencia de fy= 2,535 kg/cm² ( fy = 36 ksi ).



El acero estructural en elementos de sección “W” será del tipo A-992 con esfuerzo de fluencia de fy= 3,520 kg/cm² ( fy = 50 ksi ).



El acero estructural en ángulos será del tipo A-36 con esfuerzo de fluencia de fy= 2,535 kg/cm² ( fy = 36 ksi ).

Especificaciones Generales 

La lamina Steel Deck será sección 4 de IMSA o similar de 3” de peralte calibre 22.



El acero estructural en placas de conexión será del tipo A-36 con esfuerzo de fluencia de fy= 2,535 kg/cm² ( fy =36 ksi ).



Los tornillos de las conexiones serán del tipo A-325 con esfuerzo nominal a la tensión de 6,330 kg/cm² (120ksi).



Las anclas indicadas, serán de acero cold rolled, acero de calidad tipo A-36 con esfuerzo de fluencia de fy= 2,535 kg/cm² ( fy =36 ksi ).



Toda la estructura llevara una mano de primer anticorrosivo y dos manos de pintura alquidalica color según cliente.



Sera responsabilidad del taller y contratista verificar niveles y realizar los planos de detalle para fabricación.



Toda la pintura que se dañe durante el transporte y el montaje deberá ser restaurada por el contratista.



Es responsabilidad del contratista el cuantificar en su totalidad la estructura metálica y agregar placas de conexión, montaje y desperdicios.

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Soldaduras 

Las soldaduras indicadas de bisel, tapón o ranura, deberán ser de penetración completa.



El área a soldarse, deberá estar libre de moho, rebaba, grasa, polvo y cualquier material extraño que afecte la unión de las piezas a soldarse.



Tamaño de la soldadura, longitud y espaciamiento deben leerse en ese orden de izquierda a derecha sobre la línea de referencia. ni la orientación de la línea de referencia ni la localización de la flecha alteran esta regla.



Las soldaduras en los lados cercano y alejado son del mismo tamaño, a menos que se indique otra cosa. las dimensiones de los filetes deben mostrarse en ambos lados.



En donde no se indique, el tamaño de la soldadura a emplear será igual al espesor más pequeño de los elementos a soldar.

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VI.

ANÁLISIS ESTRUCTURAL

Para el análisis estructural se utilizó un software comercial de análisis tridimensional, basado en la teoría de elementos finitos, en el cual se modeló la estructura en forma tridimensional y se le aplicaron las cargas determinadas en el análisis de cargas, obteniendo los elementos mecánicos de diseño como son fuerzas axiales, fuerzas cortantes en las dos direcciones principales, momentos flexionantes en las dos direcciones principales y momentos torsionantes para cada elemento estructural.

Modelo Estructural

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VII.

ANÁLISIS DE CARGAS GRAVITACIONALES

Carga viva: La carga viva de servicio se revisó en los diferentes códigos de diseño: Reglamento de Edificaciones del Estado de Baja California, Normativa AASHTO y Normativa SCT. La carga viva máxima presente de acuerdo a la Normativa AASHTO, que resultó ser la más desfavorable, para puentes peatonales será: Wviva  420 kg/m²

Carga muerta:

Material y sistema constructivo

Peso kg/m²

Lámina de 3”

10.00

Capa de Concreto

200.00

Acabado en Pisos

40.00

Reglamento

40.00 Total =

290.00

Carga total : Pu  1 .6CV  1.2CM kg/m² 420 kg/m²+290 Pu  1 .6CV kg/m² 1.2CM 710.00

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VIII.

COMBINACIONES DE CARGA CONSIDERADAS

Las combinaciones de carga de diseño se determinaron en base a la normativa de la Secretaría de Comunicaciones y Transportes y la Normativa AASHTO para puentes.

Las Combinaciones incluyen las siguientes acciones: CM = Carga Muerta CV= Carga Viva CE = Carga accidental provocada por sismo CW = Carga accidental provocada por viento Las combinaciones de carga, de acuerdo a la normativa SCT, son las siguientes: i.

[1.00(CM)+1.50(CV)]1.30

ii.

[1.00(CM)+1.00(CW)]1.30

iii.

[1.00(CM)+1.20(CV)+0.30(CW)]1.30

iv.

[1.00(CM)+1.00(CW)]1.25

v.

[1.00(CM)+1.00(CE)]1.35

Las combinaciones de carga, de acuerdo a la normativa AASHTO, son las siguientes: i.

1.25(CM)+1.50(CV)

ii.

1.00(CM)+1.30(CW)

iii.

0.75(CV)

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IX.

REVISIÓN DE LOSACERO

De acuerdo a la tabla S4-7 del Manual de diseño de losas compuestas, la carga admisible para una sección de losa Steel Deck 4 cal. 22 con 5 cm de espesor de concreto y con conectores de cortante, actuando para un claro máximo de 2.00 m es igual a 1895.00 kg/m². La carga actuante máxima es de 710.00 kg/m2.

Ya que las cargas máximas esperadas se encuentran por debajo de la admisible, se propone la utilización de lámina de 3” sección 4, calibre 22, con 5cm de capa de compresión y reforzada a base de malla electro-soldada 6-6/8-8. Además se utilizarán conectores de cortante para asegurar la correcta interacción de la viga y la losa.

Si se utiliza soldadura como medio de fijación se deberá utilizar una rondana con una perforación de 3/8" al centro y se colocaran en cada

valle de la lámina

coincidiendo en el apoyo y se aplicara la soldadura en el centro verificando que se haya realizado un correcto anclaje con el elemento de soporte.

Tabla S4-7 del Manual de Diseño de Losas Compuestas

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Detalles de Losacero

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X.

ANÁLISIS DE CARGAS SÍSMICAS

Para la determinación de las fuerzas sísmicas se empleará el método estático establecido en el Manual de Diseño de Obras Civiles de CFE del 2008.

𝑽=

Donde: V= C= β= W= Q' = R= ρ=

𝑪𝜷𝑾 𝑸′ 𝑹 𝝆

Cortante basal Coeficiente sísmico Factor de amortiguamiento Peso sísmico efectivo estático Ductilidad reducida Reducción por sobrerresistencia Factor por redundancia

Cálculo del coeficiente sísmico De acuerdo al reglamento de diseño de CFE, la aceleración espectral reducida utilizada, se obtiene de la siguiente manera:

𝒂′ =

𝒂 (𝜷) 𝑹 (𝝆)

𝑪 = 𝒂 = 𝒂𝟎 𝑭𝒓 𝒂𝟎 =

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𝑭𝒔 𝒂𝟎 𝟓. 𝟓

𝒓

Donde: a' = a= β= R= ρ= ao= Fr = Fs =

Aceleración reducida Aceleración espectral Factor de amortiguamiento Reducción por sobrerresistencia Factor por redundancia Aceleración máxima del terreno Factor de respuesta Factor de sitio

aor = Aceleración máxima del terreno rocoso




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Utilizando el programa "PRODISIS v2.3", tenemos que para la zona de Ensenada, Baja California, la aceleración máxima en el espectro de respuesta "B" es de :

Fs =

1.00

a0r =

0.141

Fr = β= K=

2.5 1 1.5

a0 =

1.00

0.776 5.5

C = a = 0.141 g

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2.5

= 0.141 g = 0.353 g




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La reducción por sobrerresistencia se obtendrá:

𝑹 = 𝑹𝒐 + 𝟎. 𝟓

𝟏−

𝑻𝒆 𝑻𝒂

si Te ≤ Ta si Te > Ta

𝑹 = 𝑹𝒐

Te = 0.40 s Ta = 0.10 s Q= Ro =

3.0 2

R=

1.25

El factor de redundancia se tomará como: ρx = ρy =

1 0.8

Así, la aceleración reducida se obtendrá de la siguiente manera: a' x= 0.353 1.25

1 1

a' x = 0.282

a' y= 0.353 1.25

1 0.80

a' y = 0.353

Por lo tanto, el coeficiente sísmico reducido para la direccion "X" y "Y" es: Cx = 0.282 Cy = 0.353

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Cálculo del factor reductor por ductilidad Q' Para cualquier tipo de estructura, el factor por ductilidad se obtendrá de la siguiente manera: Q' = Ductilidad reducida Q = Factor de comportamiento sísmico 𝜷 𝑻𝒆 ′ si: Te < Tb β = Factor de amortiguamiento 𝑸 = 𝟏 + (𝑸 − 𝟏) 𝑲 𝑻𝒃 K = Parámetro de control de espectro Te = Periodo estructural Tb = Límite superior de la meseta 𝜷 𝑸′ = 𝟏 + (𝑸 − 𝟏) si: Te > Tb del espectro de diseño 𝑲

Te = 0.40 s Tb = 0.60 s Por lo tanto: 1/2

Q' =

1 +

Q' =

2.09

3.0 -1

1 1.5

0.40 0.60

En el diseño sísmico de estructuras que no satisfagan las condiciones de regularidad especificadas, el factor reductor por ductilidad Q', se multiplicará por el factor α indicado en la tabla 3.1 a fin de obtener las fuerzas sísmicas reducidas por ductilidad. Sin embargo, en ningún caso Q' se tomará menor que la unidad. Factor correctivo α 0.9 0.8 0.7 α=

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0.8

Q' =

Tipo de irregularidad Cuando no se cumpla una condición de regularidad enumeradas del 1 al 9 en la sección 3.3.2.1 Cuando no se cumplan dos o más condiciones de regularidas, o no se cumpla con la condición de 10 u 11 de regulardidad de la sección 3.3.2.1 Estructuras fuertemente irregulares 1.67




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Revisión de Coeficiente Sísmico Alternativamente, se revisará el coeficiente sísmico en base a la normativa SCT, designación N.PRY.CAR.6.01.004.

Clasificación de la Estructura: B Tipo de Suelo: II Zona Sísmica: C Valores característicos del espectro sísmico para estructuras tipo B Zona Tipo Sísmica Suelo A

B

C

I II III I II III I II III

ao

c

Ta

Tb

0.02 0.04 0.05 0.04 0.08 0.10 0.09 0.13 0.16

0.08 0.16 0.20 0.14 0.30 0.36 0.36 0.50 0.64

0.20 0.30 0.60 0.20 0.30 0.60 0.20 0.30 0.60

0.60 1.50 2.90 0.60 1.50 2.90 0.60 1.40 1.90

Por lo que para el análisis sísmico se utilizará un coeficiente sísmico C=0.50, de acuerdo a la normativa SCT, designación N.PRY.CAR.6.01.004.

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T

Desplazamientos Relativos

Desplazamientos en x-x De acuerdo al Análisis Sísmico, estipulado en el Manual CFE 2008 Qx= 1.67

Rx= 2

ρx =

1.0

Δa x =

0.0300 h s x

De acuerdo al Análisis Estructural realizado: Nivel

δx (cm)

δxe (cm)

QRρ

Distorsion

Nivel 8.78 Nivel 3.80

0.080 0.000

0.080 0.000

3.34 3.34

0.0005 0.0000

Distorsion Permisible 0.0300 0.0300

Altura (cm) 498 0

*Todos los desplazamientos de entrepiso están controlados en el sentido "X" Desplazamientos en y-y De acuerdo al Análisis Sísmico, estipulado en el Manual CFE 2008 QY= 1.67

RY= 2

ρY = 0.8

Δa y =

0.0300 h s x

De acuerdo al Análisis Estructural realizado: Nivel

δy (cm)

δye (cm)

QRρ

Distorsion

Distorsion Permisible

Altura (cm)

Nivel 8.78 Nivel 3.80

0.370 0.000

0.370 0.000

2.67 2.67

0.0020 0.0000

0.0300 0.0300

498 0

*Todos los desplazamientos de entrepiso están controlados en el sentido "Y"

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XI.

ANÁLISIS DE CARGAS POR VIENTO

El análisis de viento considerado, se estipula en la Norma N-PRY-CAR-6-01-004/01 para proyectos de puentes y estructuras de la Secretaría de Comunicaciones y Transportes . "La velocidad básica de diseño, VD, es la velocidad a partir de la cual se calculan los efectos del viento sobre la estructura o sobre un componente de la misma" Se calculará mediante:

V D = F TR F R Z V R

Donde: VD = Velocidad básica de diseño FTR= Factor correctivo de acuerdo a condiciones locales de topografia y rugosidad de terreno. FRZ = Factor que toma en cuenta el efecto de las características de exposición local (velocidad y altura). Para obtener FRZ : FRZ =

((10/δ) α)1.56

FRZ = 𝑐

𝑧 10

𝛼

𝛿 FRZ = 𝑐 10

𝛼

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si z ≤ 10

si 10 ˂ z < δ si z ≥ δ



“PUENTE PEATONAL EN MALECÓN TURÍSTICO DEL PUERTO DE ENSENADA

𝛿 𝑐 10

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Calle 10 y Morelos #807-5 Fracc. Ulbrich

𝛼

Tel. (646) 204-78-02; E-Mail: [email protected]

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Las variables α, δ y c están en función de la rugosidad del terreno, los valores recomendados se presentan en la sigueinte tabla.

Categoría del terreno: 1 Altura de edificación:

α= 0.099 Z= 1.50 m

δ= 245 m FRZ = 1.137

La velocidad regional en km/h. Se tomará en base a los mapas de Isotacas de la Norma de SCT

VR = 140 km/h FTR= 1.00

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T

VD = 159.12 km/h

Por lo tanto la velocidad básica de diseño será: Presión dinámica de base, q z . qz = 0.0049 G VD² donde :

qz = Presión dinámica de base a una altura z sobe el nivel de terreno. G = Factor de corrección por temperatura y por altura con respecto al nivel del mar. VD = Velocidad básica de diseño hm =

G=

1.5 m

1.00

La presion dinamica es: qz =

124.04 kg/m²

Presión actuante de base, p z . pz = Cp qz pz = Presión actuante altura z sobe el nivel de terreno. Cp = Coeficiente de Presion

Pz =

25

Cp =

2

248.08 kg/m²




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T

XII.

REVISIÓN DE EFECTOS DE TEMPERATURA

Los efectos de temperatura se evaluarán en base a la Normativa SCT, Designación N.PRY.CAR.6.01.003, descrita a continuación. Debido a las condiciones de apoyo de la estructura (siendo vigas simplemente apoyadas) los cambios del tamaño se los elementos, provocados por los cambios de temperatura, no provocarán esfuerzos a los elementos de apoyo, por lo que dichos efectos no se tomarán en cuenta para el análisis. Para estructuras de concreto o acero con losa calzada de concreto, adicionalmente a los efectos por variación de temperatura, se calculan los efectos por variación del gradiente térmico. El gradiente térmico varía en función de la profundidad de la fibra, en la que los gradientes en la superficie de la superestructura (T1), a diez centímetros de profundidad (T2) y en su lecho inferior (T3), valen: 

En climas moderados: T1=23°c y T2=6°c



En climas extremosos: T1=30°c y T2=8°c



El valor de T3=0°c, a menos que se realice un estudio específico en el sitio para determinarlo, pero no debe exceder de tres grados Celsius.

Para este caso, los gradientes a utilizar serán los correspondientes a clima moderado. Dichas acciones se asignarán durante el proceso de análisis estructural y serán evaluados de acuerdo a las combinaciones de carga.

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T

XIII.

DISEÑO DE VIGA SECUNDARIA W14X22

Propiedades de la Sección Sección a revisar:

d= 13.70in t w = 0.23in

W14x 22

Condiciones de Apoyo: Simplemente apoyada Longitud Total de la Viga: 4.00 m

Ix = 199.00 in4

Iy = 7.00 in4

S x = 29.00 in4

J= 0.21 in4

S y = 2.80 in³

C w = 314.00 in4

b f = 5.00in

r x = 5.54in

r y = 1.04in

t f = 0.335in

Z x = 33.20 in³

Z y = 4.39 in³

C= 1.00in

b f /2t f = 7.46

r ts = 1.27in

Fr= 10ksi

G= 11200ksi

h/t w = 53.30

h o = 13.40in

E= 29000ksi

Fy= 50ksi

Datos de diseño Diagrama de Momentos Flexionantes

Momento Máximo Actuante

Mu= 4854.15 kg.m

Mu=

35.11 klb.ft

Momento actuando a 1/4 del claro Momento actuando a 1/2 del claro Momento actuando a 3/4 del claro

Ma= 36.40 kg.m Mb= 4854.15 kg.m Mc= 36.40 kg.m

Ma= Mb= Mc=

0.26 klb.ft 35.11 klb.ft 0.26 klb.ft

Longitud no Arriostrada del Claro:

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Lb= 0.60 m

Lb= 1.97 ft




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T

Determinación de la Compacidad de la Sección λ= Relación de Ancho-Espesor λp= Límite superior para Categoría "Sección Compacta" λr= Límite superior para Categoría "Sección No Compacta" Revisión de Patines =

7.46

𝑦

=

9.19

λ < λp

=

22.29

=

137.18

𝑦−

Revisión del Alma =

53.30

𝑦

=

90.51

λ < λp

𝑦

Por lo tanto es una sección Compacta Determinación de Límites Lp y Lr Para calcular la resistencia por flexión, se debe tomar en cuenta los tres tipos de falla en la viga: Pandeo Lateral Torcional (PLT), Pandeo Local del Patin y Pandeo del Alma, tanto elástica como inelásticamente.

Pandeo Plástico

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PLT Inelástico

PLT elástico




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T

L p = 44.08in L' p = -43.71in

𝑦

Lp= 44.08in

− −

−

L p = 44.08in

>

Lb=

23.62in

L r = 125.13in

𝑦

M

𝑥

Mr= 76.13klb.ft Mr= 10.53ton.m

My= 1.1448 <1.50

Determinación de Momentos Resistentes Momento Resistente en Zona de Pandeo Plástico (L b
𝑦 −

− −

−

Mp= 124.50klb.ft Mp= 17.22ton.m

M'p= 176.90klb.ft

Momento Resistente en Zona PLT Inelástico (L p
Mn

−

Cumpliento con la Condición:

Mn Donde:

𝑐

Siendo Cb: Cb= 1.00

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T

Momento Resistente en Zona PLT Elástico (L b >L r ) Mn

Diagrama de Resistencia a Flexión de la Viga 20.00ton.m 18.00ton.m 16.00ton.m 14.00ton.m Mu

12.00ton.m

Mr 10.53ton.m

10.00ton.m

8.00ton.m 6.00ton.m

Lp

1.12m

Lr

3.18m

Mu

4.85ton.m

4.00ton.m 2.00ton.m

6.00m

5.00m

4.00m

3.00m

2.00m

1.00m

0.00m

0.00ton.m

Ya que el momento máximo actuante "Mu", se encuentra por debajo de la envolvente "Mn", la sección es satisfactoria por flexión.

30




ertert

T

REVISIÓN DEL CORTANTE RESISTENTE DE LA SECCIÓN Diagrama de Fuerza Cortante

Cortante Máximo Actuante

Vu= 4.85 Ton

Vu=

10.69 klb

Para considerar la sección como satisfactoria, es necesario cuimplir con al condición Dónde: Vu= Cortante Crítico Actuante en la viga φ= Factor igual a 0.90 Vn= Cortante Resistente de la Sección 1er Caso. No hay acciónes de Pandeo El primero caso se dará cuando se cumpla con la relación:

𝑦 Donde Aw es el área del alma del perfil 2do Caso. Se presenta Pandeo Inelástico en el Alma

𝑦

𝑦

3er Caso. Se presenta Pandeo Elástico en el Alma

𝑦

31




ertert

T

𝑦

= 8.36

= 73.96

𝑦

Por lo que para la sección

Vn= 99.71 klb

W14x 22

53.30

Caso 2

= 45.24ton

Vu= 4.85 Ton

<

40.72 Ton

Ya que se cumple con la condición de resistencia, la sección es satisfactoria por cortante.

ANÁLISIS DE DEFLEXIONES Deflexión máxima permitida de acuerdo al Reglamento de Edificaciones del Estado de Baja California, para cargas gravitacionales: ∆1=

L 240

=

4.00m 240

= 1.67cm

Deflexión máxima permitida de acuerdo al American Institute of Steel Construction (AISC), para carga viva de servicio: ∆2=

L 300

=

4.00m 300

= 1.33cm

Deflexión máxima actuante de acuerdo al análisis estructural:

∆D = 0.12cm ∆L= 0.16cm

∆1= 0.28cm < 1.67cm ∆2= 0.16cm < 1.33cm

Por lo tanto la seccion cumple por deflexiones bajo cargas gravitacionales

32




ertert

T

XIV.

DISEÑO DE VIGA PRINCIPAL V-01

Propiedades de la Sección Sección a revisar:

d= tw = b f= t f=

49.75in

Viga V-01

Ix = 19711.86 in4

Condiciones de Apoyo: Continua Longitud Total de la Viga: 32.00 m Iy = 569.84 in4

J= 10.45 in4

0.63in

S x = 834.47 in4

S y = 72.37 in³

16.00in

r x = 18.76in

r y = 3.19in

0.875in

Z x = 962.17 in³

Z y = 112.83 in³

C= 1.00in

r ts = 4.08in

Fr= 10ksi

G= 11200ksi

b f /2t f = 7.00 h/t w = 79.60

h o = 48.00in

C w = 328227.84 in4

E= 29000ksi

Fy= 36ksi

Datos de diseño Diagrama de Momentos Flexionantes

Momento Máximo Actuante

Mu=

325763 kg.m

Mu= 2356.26 klb.ft

Momento actuando a 1/4 del claro Momento actuando a 1/2 del claro Momento actuando a 3/4 del claro

Ma= Mb= Mc=

158235 kg.m 163911 kg.m 22695 kg.m

Ma= 1144.52 klb.ft Mb= 1185.58 klb.ft Mc= 164.16 klb.ft

Longitud no Arriostrada del Claro:

Lb= 6.00 m

33

Lb= 19.69 ft




ertert

T

Determinación de la Compacidad de la Sección λ= Relación de Ancho-Espesor λp= Límite superior para Categoría "Sección Compacta" λr= Límite superior para Categoría "Sección No Compacta" Revisión de Patines =

7.00

𝑦

=

10.83

λ

<

λp

=

27.65

=

161.67

𝑦−

Revisión del Alma =

79.60

𝑦

=

106.67

λ

<

λp

𝑦

Por lo tanto es una sección Compacta Determinación de Límites Lp y Lr Para calcular la resistencia por flexión, se debe tomar en cuenta los tres tipos de falla en la viga: Pandeo Lateral Torcional (PLT), Pandeo Local del Patin y Pandeo del Alma, tanto elástica como inelásticamente.

Pandeo Plástico

34

PLT Inelástico

PLT elástico




ertert

T

L p = 159.35in L' p = -74.15in

𝑦 − −

−

Lp= 159.35in

L p = 159.35in

<

Lb=

236.22in

L r = 460.67in

𝑦

M

𝑥

Mr= 1577.15klb.ft Mr= 218.17ton.m

My= 1.15303 <1.50

Determinación de Momentos Resistentes Momento Resistente en Zona de Pandeo Plástico (L b
𝑦 −

− −

−

Mp= 2597.86klb.ft Mp= 359.36ton.m

M'p= 3388.82klb.ft

Momento Resistente en Zona PLT Inelástico (L p
Mn

−

Cumpliento con la Condición:

Mn Donde:

𝑐

Siendo Cb: Cb= 2.02

35




ertert

T

Momento Resistente en Zona PLT Elástico (L b >L r ) Mn

Diagrama de Resistencia a Flexión de la Viga 400.00ton.m

350.00ton.m 300.00ton.m 250.00ton.m

Mu

200.00ton.m

Mr

218.17ton.

Lp

4.05m

Lr

11.70m

Mu

325.76ton.m

150.00ton.m 100.00ton.m 50.00ton.m

45.00m

40.00m

35.00m

30.00m

25.00m

20.00m

15.00m

10.00m

5.00m

0.00m

0.00ton.m

Ya que el momento máximo actuante "Mu", se encuentra por debajo de la envolvente "Mn", la sección es satisfactoria por flexión.

36




ertert

T

REVISIÓN DEL CORTANTE RESISTENTE DE LA SECCIÓN Diagrama de Fuerza Cortante

Cortante Máximo Actuante

Vu= 52.24 Ton

Vu=

115.14 klb

Para considerar la sección como satisfactoria, es necesario cuimplir con al condición Dónde: Vu= Cortante Crítico Actuante en la viga φ= Factor igual a 0.90 Vn= Cortante Resistente de la Sección 1er Caso. No hay acciónes de Pandeo El primero caso se dará cuando se cumpla con la relación:

𝑦 Donde Aw es el área del alma del perfil 2do Caso. Se presenta Pandeo Inelástico en el Alma

𝑦

𝑦

3er Caso. Se presenta Pandeo Elástico en el Alma

𝑦

37




ertert

T

𝑦

= 11.611

= 87.17

𝑦

Por lo que para la secciónViga V-01 0

Vn= 567.14 klb

=

79.60

Caso 2

257.32ton

Vu=

52.24 Ton

< 231.59 Ton

Ya que se cumple con la condición de resistencia, la sección es satisfactoria por cortante.

ANÁLISIS DE DEFLEXIONES

Deflexión máxima permitida de acuerdo al Codigo AASHTO, para carga viva de servicio: ∆1=

L 1000

=

32.00m 1000

=

3.20cm

Deflexión máxima permitida de acuerdo al American Institute of Steel Construction (AISC), para carga viva de servicio: ∆2=

L 300

=

32.00m 300

=

10.67cm

Deflexión máxima actuante de acuerdo al análisis estructural:

∆D = 2.95cm ∆L= 3.15cm

∆1=

3.15cm

< 3.20cm

∆2=

3.15cm

< 10.67cm

Por lo tanto la seccion cumple por deflexiones bajo cargas gravitacionales

38




ertert

T

Detalles de Vigas de Acero

39




ertert

T

XV.

DISEÑO DE CONEXIONES Conexión de Continuidad en Viga Principal

Datos de la Conexión Viga :

W12x 22 t w = 0.625in t f = 0.875in d= 49.75in b f = 16.00in S x = 834.47 in4 De acuerdo al análisis de cargas, los esfuerzos críticos presentes en la conexión son: Cortante:

Ru= 115.16 kips

Momento:

Mu= 1178.13 kips-ft

Revisión del Esfuerzo a Flexión Admisible de la Viga (Considerando dos hileras de tornillos en los patines)

=

(16.00in) 0.875in

0.76923 < 0.80

;

782.03 kips

= 14.00 in²

−

= 12.03 in²

Yt= 1.00 >

700.00 kips

Por lo tanto el esfuerzo nominal a flexión (Mn), en la ubicación de los barrenos, en el patín a tensión será:

=

40

3884.41 kips-ft

φmn= 3495.97 kips-ft

>

1178.13 kips-ft




ertert

T

Diseño de Conexión a Cortante El tamaño de la placa estará dado de acuerdo al número de tornillos, diámetro de los mismos y longitudes Leh y Lev (Tabla 10-9 AISC) 39.0''

Datos de la Placa de Cortante:

36.0''

19.50'' B= 3.00'' Fy= 36ksi L=

33.0''

30.0''

Leh= 3.00''

n= 11

Lev= 1.50''

t= 0.500''

Fu= 58ksi

φ= 0.750''

27.0''

Esfuerzo Cortante de Tornilos

24.0''

(De la tabla 7-1)

21.0'' 18.0''

φRnt= 174.90 kips

15.0''

φRn= 15.90 kips/bolt >

115.16 kips

Revisión de Tornillos por Aplastamiento

12.0''

9.0''

(De la tabla 7-5)

6.0'' 3.0''

φRn= 78.30 kips/bolt

78.30 kips/bolt (0.500'') 11

430.7 kips/bolt

0.0'' 0

41

3

>

115.16 kips

6




ertert

T

Diseño de la Conexión a Momento El tamaño de la placa estará dado de acuerdo al número de tornillos, diámetro de los mismos y longitudes Leh y Lev (Tabla 10-9 AISC) 21.0''

Datos de la Placa de Momento:

18.0''

21.00'' B= 10.00'' Fy = 36ksi

2.00'' Lev = 3.00'' Fu= 58ksi

L=

15.0''

12 t= 1.000'' φ= 1.000''

Leh=

n=

12.0''

Diseño de Tornillos

9.0''

(1178 kips-ft) (12in/ft)

6.0''

49.75in

3.0''

Cortante resistente:

=

351.60 kips

284.17 kips >

284.17 kips

0.0'' 0

2

4

6

8

10

Determinación de Esfuerzo de Cortante Crítico

Por cortante:


(De la tabla 7-1)

Por aplastamiento en patín:


(De la tabla 7-6)

Por aplastamiento en placa:


(De la tabla 7-5)

>

278.57 kips

Revisión de Fluencia en Placa a Momento

=

324.00 kips

Revisión de Ruptura en Placa a Momento

−

Ag= 8.50in² φPn= (0.75) 449.50 kips

42

=

337.13 kips

= >

7.75in² 278.57 kips




ertert

T

Revisión de Ruptura por Cortante en Placa a Momento

)

(De la tabla 9-3a)

Componente de Tensión:

= 51.70 kips

Componente de Cortante:

=

221.00 kips

(De la tabla 9-3b)

Componente de Ruptura:

=

227.00 kips

(De la tabla 9-3b)

φRn= (272.70 kips)

1.000''

(2) =

>

545.40 kips

278.57 kips

Determinación del Tamaño de Soldadura a Momento

La plicación de la tensión será perpendicular a la soldadura, por lo que

ϴ= 90°

1.5

y 1.0 + 0.5(sen ϴ)= 1.5 6.67

Dieciseisavos de pulgada

=

3.335 Octavos

Se propone utilizar espesor de solsadura de 3 Octavos Esfuerzo de Ruptura en la Soldadura

Esfuerzo de ruptura por tensión en el metal base:

43

En patín de la viga

tm i n = 0.172''

<

0.88in

En la placa de conexión:

tm i n = 0.192''

<

1.00in




ertert

T

Detalle de Conexión en Continuidad de Viga

44




ertert

T

Conexión de Viga Secundaria Datos de la Conexión Viga Principal:

Tornillos:

Hileras: Diámetro:

d= 49.75in Viga Secundaria: W14x 22

φ= 0.75''

Placa:

t w = 0.23in d= 13.70in Soldadura:

n= 3

Espesor: Acero:

t= 0.25'' Fy= 50ksi

t= 0.25''

(De acuerdo a la sección J2.2b AISC)

De acuerdo al análisis de cargas, el cortante actuando en la conexión es:

W14x 22

10.70 kips

W0x 0

El tamaño de la placa estará dado de acuerdo al número de tornillos, diámetro de los mismos y longitudes Leh y Lev (Tabla 10-9 AISC) Revisión de Cortante en los Tornillos 9.0''

L= 9.00'' B= 3.00''

7.5'' 6.0''

Leh= 2.00'' Lev= 1.50''

Se urilizarán tornillos A325 tipo Tension Control Bolts de 3/4" de diámetro

4.5''

De acuerdo a la Tabla 10-9, del manual AISC, con los valores mostrados, se tiene que el esfuerzo cortante admisible por los tornillos es:

3.0'' 1.5''

φRn= 38.30 kips

0.0'' 0

45

2

4

>

Vu= 10.70 kips

Por lo tanto, el número de tornillos es el adecuado




ertert

T

Detalle de Conexión Secundaria en Viga W14X22

46




ertert

T

XVI.

DISEÑO DE CIMENTACIÓN

En base a las recomendaciones hechas por el laboratorio de Mecánica de Suelos, tomando como base las propiedades y condiciones del suelo, se realizará la propuesta de cimentación mediante pilas de concreto reforzado coladas en sitio. Debido a la configuración de los estratos del suelo, los elementos de carga (pilas) se desplantarán a una profundidad de -15.00m. Para mayor información de las condiciones mecánicas del suelo consultar “Sección 8: Recomendaciones de Cimentación” del documento de mecánica de suelos. Rigideces del Suelo Se asignarán los valores de rigideces por estrato a las pilas, tomando en cuenta así la interacción suelo-estructura y su respuesta ante las cargas accidentales.

Parámetros del suelo

E s = Módulo de elasticidad 𝑠

=2

1+𝑣

G= Módulo de rigidez medio del suelo de soporte

=

16𝛾 𝐻𝑠 𝑔 𝑇𝑠

2

donde: γ= peso volumétrico medio del suelo g= aceleración de la gravedad Hs= profundidad del estrato firme en el sitio de interés Ts= periodo fundamental del suelo en el sitio de interés

ν= relación de Poisson Datos:

Resultados:

47 ν =

0.27 γ= 20.01 kN/m³ g= 9.81 m/s²

G= 232105 kN/m² Es= 586638 kN/m²


G= Módulo de rigidez medio del suelo de soporte

ertert

PROYECTO ESTRUCTURAL donde: peso volumétrico medioDEL del PUERTO suelo “PUENTE PEATONAL ENγ=MALECÓN TURÍSTICO DE ENSENADA 16𝛾 𝐻𝑠 2 g= aceleración de la gravedad = Calle 10 y Morelos #807-5 Fracc. Ulbrich 𝑔 𝑇𝑠 Hs= profundidad del estrato firme en el sitio de interés Tel. (646) 204-78-02; E-Mail: [email protected] Ts= periodo fundamental del suelo en el sitio de interés T

ν= relación de Poisson Datos:

Resultados:

ν= γ= g= Hs = Ts =

G= 232105 kN/m²

0.27 20.01 kN/m³ 9.81 m/s² 16.00 m 0.33 s

Es= 586638 kN/m²

Parámetros de la pila L= longitud de la pila d= diámetro de la pila

L= d=

15.00 m 0.91 m

E p = Módulo de elasticidad 23413570 kN/m² E p=

f'c=250

Por lo tanto las rigideces estáticas para la pila son: Rigidez estática horizontal 0.21

𝐾𝑥𝑜 =

𝑠

K x o = 1157823 kN/m

𝑠

Rigidez estática vertical 0.67

𝐾𝑣𝑜 = 1.9

48

𝑠

K v o = 6631146 kN/m




ertert

T

De acuerdo al cálculo, y en apoyo con los datos determinados en la mecánica de suelos, los resultados para rigideces a diferentes profundidades son los siguientes: d=

0.91 m

Profundidad 1 2 3 4 5 6

G kg/cm²

L= Es kg/cm²

647 669 716 748 778 808

7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17

Ep= 23413570 kN/m²

15.00 m

1642 1673 1817 1899 1975 2052

G kN/m² 63471 65629 70240 73379 76322 79265

Es KN/m² 161080 164121 178248 186292 193748 201301

Kx (kN/m²) 417055 423263 451792 467824 482554 497357

Kv (kN/m²) 1820793 1855168 2014848 2105777 2190052 2275437

916 1016 1119 1316 1443

2325 2578 2841 3340 3664

89860 99670 109774 129100 141558

228083 252902 278702 327654 359438

548937 595609 643118 730816 786272

2578163 2858711 3150349 3703684 4062963

1882 2048 2120 2366 2293 2380

4777 5199 5381 5980 5821 6042

184624 200909 207972 232105 224943 233478

468624 510022 527876 586638 571040 592720

969574 1036632 1065197 1157823 1133434 1167296

5297155 5765105 5966923 6631146 6454833 6699897 0.21

𝐾𝑥𝑜

=

𝑠

0.67

𝐾𝑣𝑜 = 1.9

𝑠

𝑠

Los valores de rigideces obtenidas se asignarán a los puntos correspondientes, dentro del modelo estructural, a base de resortes. Los resultados de interacción suelo estructura se revisarán en el “Análisis de desplazamientos Relativos” bajo los criterios del Manual de Diseño por Sismo de la CFE.

49




ertert

T

Revisión de Sección de Pila P-01 Debido a que el elemento se encontrará confinado mediante el suelo, en base a las rigideces previamente calculadas, y de acuerdo a las consideraciones estructurales del puente (condiciones de apoyo), se supone que la sección trabajará únicamente ante cargas axiales. La capacidad de la sección ante cargas axiales se determinará de acuerdo al siguiente procedimiento: Datos de Diseño Materiales

Geometría

Armados de la Sección

f'c= 300.00kg/cm² fy= 4200.00kg/cm²

d= 91.4 cm r= 7.5 cm

Armado longitudinal: 14 varillas del # 8 (1.1%) Estribos: # 4 @ 20 cm ϕ= 0.65

Fuerza Axial Máxima Resistente

𝑐

−

=

1954372.54 kg

La fuerza resistente se reducirá en un 20% por exentricidad accidental:

Pn= 1563498.03 kg P u = 1016273.72 kg

De acuerdo al análisis estructural, la carga axial máxima es: P=120,355 kg. Por lo que la sección propuesta es satisfactoria.

50




ertert

T

Revisión de la Capacidad de Carga De acuerdo al análisis realizado por el estudio de mecánica de suelos, las capacidades de carga del terreno, para cimentación a base de pilas de concreto coladas en sitio, son las siguientes:

De acuerdo al análisis estructural, la carga axial máxima es: P=120,355 kg. Por lo que cumple para el criterio de capacidad de carga. La relación de esbeltez a cumplir, de acuerdo a la información de la mecánica de suelos es de 20(D), siendo “D” el diámetro de la pila, por lo que la longitud máxima será: L=18.20m. La sección cumple por relación de esbeltez.

51




ertert

T

Detalles de Cimentación

52




ertert

T

Detalles de Pila de Concreto P-01

53




ertert

T

XVII.

DISEÑO DE LOSA DE APROXIMACIÓN DE CONCRETO

Datos f'c= Fy= a1= a2= r=

300 kg/cm² 4200 kg/cm² 10.70m 3.00m 2.50cm

Tipo de Colado: Tipo de losa:

Espesor de losa por deflexión:

3.00m 20

Monolítico Doble apoyo

=

15.00cm

Obtención de cargas Carga muerta: Concreto Acabado Instalaciones Reglamento

360.00kg/m 20.00kg/m 20.00kg/m 40.00kg/m 440.00kg/m

Carga viva: Por reglamento se tomará carga viva= 420kg/m² Carga factorizada: Wf= 1.6(Wv)+1.2(Wm) Wf= 1.6 (420kg/m)

54

+

1.2

(440.0kg/m)

=

1200.00kg/m




ertert

T

Determinación de momentos Para momentos Positivos: Momentos Presentes No

Extremos discontinuos:

WL² 11

100

Extremos Continuos:

WL² 14

Si

14

Vanos interiores:

WL² 16

No

100

Apoyo de orilla:

WL² 10

Si

10

Apoyo de centro:

WL² 11

No

100

Para momentos negativos en extremos:

Se usará el mayor de los momentos presentes M=

WL² 10

=

(1200.00kg/m) 10

(3.00m)²

=

1080.00kg.m

Determinación de momento resistente Proponiendo una cuantía de acero: As=

(0.0033)

(100.00cm)

ρ= 0.0033 (12.00cm)

=

3.960cm²

Usando varilla de número 3 se requerirán 5.56 Pzas El equivalente a tener a una separación de 18.0cm

55




ertert

T

Armado longitudinal: Vr # 3 @ 15.0cm

Asreal=

(7)

(0.71cm²)

=

4.750cm²

𝑢 = 𝜌( 𝑦) 1 − 0.59

= 𝑢( )(

2)

Mn= Mu=

𝑦 𝜌 ′𝑐

ρ=

Ru=

0.0040cm²

16.1 kg/cm²

2316.18kg.m 2084.56kg.m

Mu > M Armado satisfactorio

11015.84kg 8261.88kg

Vc > Vu Peralte satisfactorio

Revisión por cortante Cortante actuante: Vu= 1800.00kg Cortante resistente del concreto:

𝑐 = 0.53

′ 𝑐(

𝑤)( )

Vcn= Vc=

Armado por temperatura: Aste= (0.0018(b)(d) Aste= 2.16 cm² Usando varilla de número 3 se requerirán El equivalente a tener a una separación de

3.03 Pzas 33.0cm

Armado por temperatura: Vr # 3 @ 30.0cm

56




ertert

T

Detalles Estructurales de Losa de Concreto

57




ertert

T

XVIII.

DISEÑO DE TRABES DE CONCRETO Trabe de Concreto TE-01

De acuerdo al análisis estructural, los esfuerzos en la sección son los siguientes: Diagrama de Fuerza Cortante 20000.00 kg

16674.88 kg

15000.00 kg 10000.00 kg 5000.00 kg

0.00 kg

0.00 kg -5000.00 kg

0

2

4

6

8

10

12

-10000.00 kg -15000.00 kg

-16674.88

-20000.00 kg

Diagrama de Momento Flexionante 50000 kg

44605.30

40000 kg 30000 kg 20000 kg 10000 kg

0.00 kg.m

0 kg 0

58

2

4

6

8

10


12



ertert

T

Datos de Diseño

c

b= h= r= d= L=

d

h

30 cm 70 cm 6 cm 64 cm 10.70 m

f'c= 300 kg/cm² fy= 4200 kg/cm² φ= 0.9

r

Se propondra el valor de 'φ' igual a 0.9

b Trabe apoyada

Mu= 44605.30 kg.m Vu= 16674.88 kg

Mn= 49561.45 kg.m Mu=φ(Mn)

Determinación del Área de Acero De acuerdo a las fórmulas mostradas se iterará para encontrar los valores correctos

𝑠= As=

𝑦

𝑎=

𝑎 −2

20.19 cm²

𝑠 𝑦 (0.85)( ′ 𝑐)( )

a= 11.08 cm

Cálculo de φ 1=

−

𝑐=

β1= 0.84

^′ −

𝑎 𝛽1

c= 13.26 cm

𝑐

= 0.375

c/d=

0.207

<

0.375

Para la obtención del φ se aplicará interpolación lineal en base a la relacion c/d Valor calculado: φ= 0.90

59




ertert

T

Revisión del Área de Acero

30cm²

Propuesta de refuerzo: Refuerzo (1) Refuerzo (2) Estribo Recubrimiento

# Varillas 4 0 2 2

Tamaño #8 #4 #2 2.00cm

17.78cm 0.00cm 1.27cm 4.00cm

El espacio utilizado por el armado son 23.05cm , el armado cabe en la sección El área de acero proporcionada es de 20.27cm² ,el area cumple con la necesaria La trabe se encontrará armada con 4 Vr # 8 en zona inferior, zona donde está actuando el momento de diseño.

Revisión del Área de Acero Mínima. =14/

ρm i n =

0.0033

As m i n =

6.40cm²

El area de acero proporcionada cumple con el mínimo Por lo tanto el área a usar será la antes calculada= 20.27cm²

Revisión del Área de Acero Máxima ′

𝜌𝑚𝑎𝑥 = 0.85 𝛽1

𝑐 0.003 𝑦 0.003 + 0.004

ρm a x =

0.022

As m a x =

41.75cm²

El área de acero suministrada no excede el máximo Revisión del Momento Resistente

𝜌=

𝑠 ( )( )

ρ=

0.0106

𝑢 = 𝜌( 𝑦) 1 − 0.59

= 𝑢( )(

2)

𝑦 𝜌 ′𝑐

Ru= 40.48 kg/cm²

Mn= 49746.86 kg.m 49.75 ton.m

60

>

49.56 ton.m




ertert

T

Revisión de Cortante Cortante resistente del concreto

′ 𝑐( 𝑤)( ) 𝑐 = 0.53 Vc= 17625.35 kg

Obtención del Cortante Crítico Vmax= 16674.88 kg Vnmax= 22233.17 kg φ= 0.75 La varilla a usar para estribos será de #3

Separación Máxima de Estribos Se sabe que el cortante neto es igual a 22233.17 kg En donde están trabajando el esfuerzo generado por el concreto y el generado por el acero por lo tanto el cortante destinado únicamente al acero sera:

Vs= Vt-Vc Vs= 4607.82 kg

La separación máxima será igual a: =

61

( 𝑠 )( 𝑦 )( ) ( 𝑠)

=

32.00 cm (d/2)

Se utilizarán estribos de #3 a una separación de 25.0 cm




ertert

T

Trabe de Concreto TE-02 De acuerdo al análisis estructural, los esfuerzos en la sección son los siguientes: Diagrama de Fuerza Cortante 15000.00 kg

9638.40 kg

10000.00 kg 5000.00 kg

0.00 kg 0.00 kg

0

1

2

3

4

5

6

-5000.00 kg -10000.00 kg -15000.00 kg

Diagrama de Momento Flexionante 20000 kg

14457.60 15000 kg 10000 kg 5000 kg

0 kg 0

62

2

4

6




ertert

T

Datos de Diseño

c

b= h= r= d= L=

d

h

30 cm 70 cm 6 cm 64 cm 6.00 m

f'c= 300 kg/cm² fy= 4200 kg/cm² φ= 0.9

r

Se propondra el valor de 'φ' igual a 0.9

b Trabe apoyada

Mu= 14457.60 kg.m Vu= 9638.40 kg

Mn= 16064.00 kg.m Mu=φ(Mn)

Determinación del Área de Acero De acuerdo a las fórmulas mostradas se iterará para encontrar los valores correctos

𝑠= As=

𝑦

𝑎=

𝑎 −2 6.14 cm²

𝑠 𝑦 (0.85)( ′ 𝑐)( )

a=

3.37 cm

Cálculo de φ 1=

−

𝑐=

β1= 0.84

^′ −

𝑎 𝛽1

c= 4.03 cm

𝑐

= 0.375

c/d=

0.063

<

0.375

Para la obtención del φ se aplicará interpolación lineal en base a la relacion c/d Valor calculado: φ= 0.90

63




ertert

T

Revisión del Área de Acero

30cm²

Propuesta de refuerzo: Refuerzo (1) Refuerzo (2) Estribo Recubrimiento

# Varillas 3 0 2 2

Tamaño #6 #4 #2 2.00cm

9.53cm 0.00cm 1.27cm 4.00cm

El espacio utilizado por el armado son 14.80cm , el armado cabe en la sección El área de acero proporcionada es de 8.55cm² ,el area cumple con la necesaria La trabe se encontrará armada con 3 Vr # 6 en zona inferior, zona donde está actuando el momento de diseño.

Revisión del Área de Acero Mínima. =14/

ρm i n =

0.0033

As m i n =

El area de acero proporcionada cumple con el mínimo Por lo tanto el área a usar será la antes calculada=

6.40cm²

8.55cm²

Revisión del Área de Acero Máxima ′

𝜌𝑚𝑎𝑥 = 0.85 𝛽1

𝑐 0.003 𝑦 0.003 + 0.004

ρm a x =

0.022

As m a x =

41.75cm²

El área de acero suministrada no excede el máximo Revisión del Momento Resistente

𝜌=

𝑠 ( )( )

ρ=

0.0045

𝑢 = 𝜌( 𝑦) 1 − 0.59

= 𝑢( )(

2)

𝑦 𝜌 ′𝑐

Ru= 18.02 kg/cm²

Mn= 22141.67 kg.m 22.14 ton.m

64

>

16.06 ton.m




ertert

T

Revisión de Cortante Cortante resistente del concreto

′ 𝑐( 𝑤)( ) 𝑐 = 0.53 Vc= 17625.35 kg

Obtención del Cortante Crítico Vmax= 9638.40 kg Vnmax= 12851.20 kg φ= 0.75 La varilla a usar para estribos será de #3

Separación Máxima de Estribos Se sabe que el cortante neto es igual a 12851.20 kg En donde están trabajando el esfuerzo generado por el concreto y el generado por el acero por lo tanto el cortante destinado únicamente al acero sera:

Vs= Vt-Vc Vs= 0.00 kg

La separación máxima será igual a: =

65

( 𝑠 )( 𝑦 )( ) ( 𝑠)

=

No requiere

Se utilizarán estribos de #3 a una separación de 25.0 cm




ertert

T

Detalles de Trabes de Concreto

66




ertert

T

XIX.

ZAPATA AISLADA ZA-01 Datos de Diseño f'c= 300.00kg/cm²

q a = 11.00ton/m² (Capacidad de Carga del Suelo)

Fy= 4200.00kg/cm²

ϒs = 1.650ton/m³ (Peso Volumétrico del Suelo)

Df= 1.00m (Profundidad de Desplante) Cargas de Servicio (Ton,m) Carga de S erv ic io

A c c ident al

M uerta

Viva

Viento

Pz

8.049

4.38

0

=

12.43 Ton

16.67 Ton

Mx

0

0

0

=

0.00 Ton

0.00 Ton

My

0

0

0

=

0.00 Ton

0.00 Ton

Vx

0

0

0

=

0.00 Ton

0.00 Ton

Vy

0

0

0

=

0.00 Ton

0.00 Ton

E s f . en Terreno

Dis eño de E lement os

Determinación de Dimensión de Zapata

B= L= h= r=

67

1.30m 1.30m 0.20m 0.05m

b= a= d= A=

0.30m 0.30m 0.15m 1.69m²

Ix = Iy = cx= cy=

0.24m 0.24m 0.65m 0.65m

kx= ky=

0.22m 0.22m




ertert

T

Análisis de Cargas Fuerza Axial Terreno=

Cargas de Diseño

Exentricidades

1.44 Ton Pt= 13.24 Ton

Carga Axial= Zapata=

12.43 Ton 0.81 Ton 13.24 Ton

Mt x = 0.00 Ton.m Mt y = 0.00 Ton.m

e e x = 0.000 e y = 0.000

Cálculo de Esfuerzos en el Terreno De acuerdo a la excentricidad producidad por las cargas actuantes, el cálculo de esfuerzos en el terreno se podrá llevar a cabo de las siguientes dos maneras: 1) Cuando la resultante se encuentre dentro del tercio medio de la zapata:

𝑐

−

𝑐

2) Cuando la resultante se encuentre por fuera del tercio medio de la zapata:

𝑚 mx= 0.65m my= 0.65m

68




ertert

T

Analizando para cada sentido de carga En el sentido "x"

kx=

0.22m

>

e x = 0.000

Caso 1

En el sentido "y"

ky=

0.22m

>

e y = 0.000

Caso 1

+ Pt/A + MtxCx/Ix

+

Pt/A + MtyCy/Iy

σ1= 8.69ton/m²

<

11.00ton/m²

- Pt/A + MtxCx/Ix

-

Pt/A + MtyCy/Iy

σ2= 8.69ton/m²

<

11.00ton/m²

+ Pt/A + MtxCx/Ix

-

Pt/A + MtyCy/Iy

σ3= 8.69ton/m²

<

11.00ton/m²

- Pt/A + MtxCx/Ix

+

Pt/A + MtyCy/Iy

σ4= 8.69ton/m²

<

11.00ton/m²

Revisión del Volteo Para prevenir volteo, se debe cumplir con la relación: Mrx = Σfz(d)= 8.61 Ton.m

=

Mrx = Σfz(d)= 8.61 Ton.m

=

1.5

1.50

ok

1.50

ok

Revisión de Cortante Análisis de Cargas Ultimas Pt u = Mt x = Mt y =

69

16.67 Ton 0.00 Ton.m 0.00 Ton.m

Esfuerzos Últimos

S S1 = S2 = S3 = S4 =

9.86ton/m² 9.86ton/m² 9.86ton/m² 9.86ton/m²

Sp=

39.45ton/m² 4

S p = 9.86ton/m²




ertert

T

b'= a'= Ex = Ey = fx= fy=

0.450m 0.450m 0.500m 0.500m 0.350m 0.350m

Revisión de Corte por Penetración V1 = V2 =

(1.30) (0.45)

(1.30) (0.45)

Bo=

𝑐

9.86ton/m² 9.86ton/m² V ac t 180.00cm

Vc= 19.05 kg/cm²

= = = ϕ=

16.67 Ton 2.00 Ton 14.67 Ton 0.9

v u = 6.39 kg/cm²

>

6.39 kg/cm²

=

4.49 Ton

Revisión de Corte por Flexión v u=

(0.35)

(1.30)

𝑐

70

9.86ton/m² ϕV c =

18.58 Ton

>

4.49 Ton




ertert

T

Cálculo del Refuerzo M u = 1.60 Ton.m

𝑢 𝑦

−

𝑎

𝑦

= 2.86cm²

6.50cm²

Proponiendo varilla del número: 4

𝑎

𝑠 𝑦 𝑐

= 0.36cm

As= 6.50cm² As= 1.27cm²

No=

6 Varillas

Por lo que se usará varilla del número 4 @ 22cm (como máximo) en ambos sentidos

71




ertert

T

XX.

REVISIÓN DE LUMINARIAS Análisis de Viento –CFE

De acuerdo a la velocidad de diseño obtenida por los criterios SCT, el método para la determinación de las cargas por vientos es el siguiente. Presión Neta Estática

La presión neta estática, pn, debida al flijo del viento sobre una chimenea o una torre, se calcula con la expresión:

𝐾 En donde: Ca, es el coeficiente de arrastre Kre, es el factor de correción por relación de esbeltez para altura total de la estructura, adimensional qz, es la presión dinámica en la base, en "Pa", obtenida de acuerdo con el inciso anterior

72




ertert

T

bVd= (0.10m)

(38.89m/s) = 3.95m²/s

bVd= 4.0m²/s

< 10m²/s

De acuerdo a la nota 4, el coeficiente de arrastre se seleccionará de acuerdo a la relación "hr/b" hr=

1.50mm

b=

0.10m

hr/b= 0.01 hr/b=0.015

> 0.00002

Ca=1.6+0.105 ln (hr/b) Ca=1.157

73




ertert

T

Determinación de Kre El factor de corrección por relación de esbeltez sólo aplica si Le/b>8 Le/b= 36

Se aplicará el factor Kre

Para este caso, Kre= 0.90 Por lo tanto, de acuerdo a los datos obtenidos, la Presión Neta Estática será: 𝐾

Kre= 0.90 Ca= 1.157 Qz= 920.95 Pa Pn= 959.29 Pa = 97.79kg/m² Determinación de la Fuerza Actuante en la Estructura b= 0.10m h= 3.66m A= 0.37m²

F= Pn(A) F= (97.79kg/m²) F= 36.34 kg

(0.37m²)

La fuerza F estará ubicada en el centroide geométrico de la estructura

74


1 - Memoria de Cálculo

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