0. DIMENSIONES DEL TANQUE. VOLÚMENES. La geometría de los tanques, que como se indica en la memoria, son de tipo cilíndrico de eje vertical con una capacidad nominal de 450m 3 cada uno cumpliendo así el total proyectado de 900m3, se determina según las siguientes posibilidades, en las que se ha calculado el volumen para diferentes geometrías del cilindro: Φ (m) 8 8 8 8,5 8,5 9,5
h (m) 10 9,5 9 8,5 8 7
Vol. (m3) 503 478 452 482 454 496
Se elige la posibilidad de 8,5 metros de diámetro y 8 metros de altura. Los volúmenes del tanque según la normativa y teniendo en cuenta las especificaciones calculadas en los siguientes apartados se definen por tanto como: -Capacidad nominal: 450m3 -Capacidad geométrica: calculada como el volumen del cilindro de 8m de altura y 8,5m de diámetro con un espesor de pared centrada entorno al diámetro de 8m de 4,7625mm 4,7625mm según epígrafe 1.1., más el volumen del casquete de cúpula esférica del techo de radio de esfera 8,5m apoyada en la parte superior de la pared del tanque, de 8,5m de diámetro y con una altura alt ura de casquete según planos de 1,14m. a) Volumen del cilindro: Vci = R 2*П*h Donde: R = radio del cilindro menos el semiespesor de pared h = altura del tanque Vci = [(8,5m / 2) - (4,7625E-3m / 2)] 2 * П * 8m = 453,452m 3 b) Volumen del casquete esférico: Vca = 1/6*П*h*(3*r 2+h2) Donde: h = altura del casquete esférico r = radio de la circunferencia del casquete esférico. Vca = 1/6*П*1,14m*(3*(4,25m) 2+(1,14m) 2) = 33,120m 3 c) Volumen total: Vt = Vci + Vca = 453,452 + 33,120 = 486,572m3
-Capacidad útil: calculada restando a la capacidad geométrica el volumen del cilindro de altura 0,25m y diámetro el mismo que en el cálculo de la capacidad geométrica, de 4,75m: 486,572m 3 – (4,75m)2 * П * 0,25m = 468,851m3
-Capacidad útil: calculada restando a la capacidad geométrica el volumen del cilindro de altura 0,25m y diámetro el mismo que en el cálculo de la capacidad geométrica, de 4,75m: 486,572m 3 – (4,75m)2 * П * 0,25m = 468,851m3
1. TAMAÑO Y GROSOR DE LAS CHAPAS DE PARED. 1.1. ESPESOR MÍNIMO DE LAS CHAPAS PARA LA PARED DEL TANQUE. Según API 650, ha de ser: T = [2,6 * D * (H – 1) * G] / (0,85 * 21.000) Donde: T = grosor mínimo, en pulgadas. D = diámetro nominal de tanque, en pies. H = Altura, en pies, desde la base de la fila en cuestión a la parte más alta del tanque. G = peso específico del líquido contenido, asignando en cualquier caso un valor no menor que 1,0. Estos datos, particularizados para los tanques en cuestión y en la fila más baja, resultan: D = 8,5m / 0,3048 m/pie = 27,89 pies H = 8m / 0,3048 m/pie = 26,25 pies G = 1,0 (pues, como consta en la memoria, el peso específico del combustible JET-A1 es de 0,84) T = [2,6 * 27,89 * (26,25 – 1) * 1,0] / (0,85 * 21.000) = 0,1026 pulgadas (2,61mm). En cualquier caso y según la misma norma, el grosor nominal de las chapas (definido como el necesario no ya por resistencia estructural sino por cuestión de estabilidad) no debe ser inferior, en el caso de tanques de menos de 50 pies (15,24m) de diámetro, como es el caso (con 8,5m de diámetro, 27,89pies), a 3/16 de pulgada (0,1875pulgadas, 4,7625mm), por lo que se toma este valor. Además, como el cálculo anterior se ha llevado a cabo para la fila inferior de chapas, el cálculo para cualquier fila situada por encima arrojaría unos valores mínimos menores, por lo que es de asignación también este valor mínimo de espesor de chapas de 3/16”. Así pues: Espesor de las chapas: 3/16” (4,7625mm). (4,7625mm).
1.2. ESPESOR MÁXIMO DE LAS CHAPAS. El espesor nominal máximo de las chapas chapas es de 1½” según API 650, por lo que el valor calculado en el anterior apartado es correcto.
1.3. ANCHURA DE LAS CHAPAS. La anchura de las chapas será de un mínimo de 72 pulgadas (182,88cm) según API 650. Como Como la circunferencia del tanque es de 2 * Π * R = 2 * Π * 4,25m = 26,70m se colocarán 7 chapas por fila de la siguiente anchura: 26,70m / 7 = 3,82m (150,2”)
1.4. ALTURA DE LAS CHAPAS. Considerando el mismo valor mínimo que para la anchura y teniendo en cuenta que la altura necesaria es de 8 metros, se colocarán 4 filas de chapas de la altura siguiente: 8m / 4 = 2m (78,74”) Para las chapas de la fila más alta, la dimensión de altura habrá de prolongarse para conformar el ángulo de apoyo del techo del tanque según planos en una longitud de 55mm, con lo que deberán tener una altura total antes del doblado de 2m + 0,055m = 2,055m
2. TECHO DE LOS TANQUES. El dimensionamiento se lleva a cabo para una carga uniforme de 25 libras por pie cuadrado (122,06kg/m2) según las especificaciones de la norma API 650. En función de esta consideración, se obtienen los siguientes resultados por aplicación de la norma API 650:
2.1. RADIO DE LA CÚPULA. El radio de cúpula esférica debe estar comprendido entre 0,8 y 1,2 veces el diámetro. Se adopta el valor de 1,0 veces el diámetro, con lo que resulta un radio de cúpula de R = 1,0 * 8,5m = 8,5m (27,89 pies)
2.2. ESPESOR DE LA CHAPA. El espesor será de T = R/200 pero en cualquier caso no menor de 3/16” (0,1875 pulgadas) ni mayor de ½”, siendo: T = espesor de las planchas, en pulgadas. R = radio de curvatura del techo, en pies. Con lo que T = 27,89 / 200 = 0,1394 pulgadas Que al suponer una cifra menor que el mínimo de 3/16” hace que este sea el espesor adoptado. Por tanto: Espesor de las chapas del techo: 3/16” (4,7625mm)
2.3. COMPROBACIÓN DE APOYO. El área de la sección del ángulo superior de las paredes del tanque en el que se realiza el apoyo del techo del mismo, más el área de las secciones de la propia pared del techo y del techo que quede comprendida en una distancia de 16 veces sus espesores medida desde el mismo extremo del ángulo de apoyo, debe igualar o superar a la siguiente cifra en pulgadas cuadradas: D * R / 1.500 Donde: D = diámetro nominal del tanque, en pies. R = radio de curvatura del techo, en pies.
Es decir, un valor calculado a partir de D = 8,5m (27,89 pies) R = 8,5m (27,89 pies) de 27,89 * 27,89 / 1.500 = 0,5186 pulgadas cuadradas (334,6mm 2) Para la comprobación, los cálculos anteriormente indicados resultan ser: a) Sección del ángulo superior: Espesor de la chapa: 3/16” (4,7625mm) Longitud: 2,53” (64,28mm) Sección: 0,4745 pulgadas cuadradas (306,13mm2) b) Sección de la porción de pared: Espesor de la chapa: 3/16” (4,7625mm) Longitud: 2,25” (57,15mm) Sección: 0,4218 pulgadas cuadradas (272,18mm2) c) Sección de la porción de techo: Espesor de la chapa: 3/16” (4,7625mm) Longitud: 2,25” (57,15mm) Sección: 0,4218 pulgadas cuadradas (272,18mm2) Sección total: a) + b) + c) = 1,3138 pulgadas cuadradas (850,49mm2) Con lo que la comprobación resulta válida.
3. RIGIDIZADORES HORIZONTALES INTERMEDIOS CONTRA LA ACCIÓN DEL VIENTO. En función de la velocidad máxima del viento en el lugar de levantamiento de los tanques, la norma API 650 fija si existe necesidad o no de reforzar los tanques debido a esta acción. Para ello, es de aplicación la siguiente fórmula: H1 = 6 (100t) (100t / D) 3/2 Donde: H1 = altura máxima admisible sin necesidad de rigidizadores horizontales, en pies. t = espesor de la pared, en pulgadas. D = diámetro nominal del tanque, en pies. NOTA: la fórmula considera una velocidad del viento de 100mph; para considerar la velocidad del caso concreto de proyecto, basta multiplicar la fórmula por el factor (100/V)2 Donde: V = velocidad máxima del viento en el lugar de instalación de los tanques, en mph. Por tanto, teniendo en cuenta unos valores de t = 3/16” (4,7625mm) D = 27,89 pies (8,5m) V = 40,29mph (64,82km/h) Resulta: H1 = 6 (100 * 3/16) (100 * 3/16 / 27,89) 3/2 * (100/40,29) 2 = 382,02 pies (116,44m) Valor que queda muy por encima del de altura de los tanques proyectados y que por tanto hace innecesaria una protección específica contra el viento mediante rigidizadores.
4. CÁLCULO RESISTENTE DE LOS TANQUES. 4.1. CARGAS QUE HAY QUE CONSIDERAR. 4.1.1. EMPUJE DEL COMBUSTIBLE. Se considera un peso específico de cálculo de 999,06kg/m 3 según lo indicado en la memoria (el peso específico del combustible JET-A1 es de 840kg/m3). La situación más desfavorable es la de lleno completo del tanque; es decir: 8 metros. Bajo esta circunstancia se produce un empuje por unidad de longitud en dirección tangente a la circunferencia del tanque y en su parte más baja, según una ley triangular, de: 999,06kg/m 2 * 8m = 7.992,5kg/m 2
m 8
7.992,5 kg/m^2
4.1.2. PESO PROPIO DE PARED Y TECHO. Peso de pared, en su altura total, por metro de longitud de circunferencia: -Altura: 8m -Espesor: 4,7625mm -Peso específico del acero: 7.850kg/m3 8 * 4,7625 E10-3 * 7.850 = 299,1 kg/m Peso del techo (por aproximación de la cúpula esférica al círculo plano): -Superficie: Π * R 2 = Π * 4,252 = 56,75m2 -Espesor: 4,7625mm -Peso específico del acero: 7.850kg/m3 56,75 * 4,7625 E10-3 * 7.850 = 2.121,5 kg que suponen un peso por unidad de longitud de pared sobre la que se apoya de: -Longitud total de la pared: 2 * Π * R = 2 * Π * 4,25 = 26,7m -Peso total: 2.121,5kg
2.121,5kg / 26,7m = 79,5kg/m y que por tanto suman un total, por unidad de longitud, de 299,1 kg/m + 79,5kg/m = 378,6kg/m
4.1.3. EMPUJE DEL VIENTO. Calculado según norma MV-101, Acciones en la Edificación: Empuje del viento = p = c * w Donde: c = coeficiente eólico de sobrecarga total en una construcción. w = presión dinámica en kg/m2. w se obtiene, a partir de la velocidad máxima del viento expresada en la memoria de 64,82km/h, como: w = v2 /16 Con v en m/s: w = (64,82km/h * 1000m/km * 1/3600h/s) 2 /16 = 20,26kg/m 2 Y c se obtiene según la norma MV-101 para “construcción cilíndrica de superficie muy lisa” como c = 0,6 De donde: p = 0,6 * 20,26 = 12,2 kg/m 2 Se considera que esta carga actúa sobre la proyección del alzado del tanque, que se aproxima a un rectángulo de 8,5m de anchura (diámetro del tanque) y 8m de altura (altura del tanque). Por tanto, se tiene un empuje total sobre el tanque, a la altura de la mitad de la pared, de: 12,2kg/m 2 * 8,5m * 8m = 826,88kg
826,9 kg 2 / h
y
4.1.4. CARGA DE NIEVE. Según la norma MV-101, Acciones en la Edificación: Se considera una sobrecarga de nieve de 120kg/m2 sobre el techo del tanque como si fuese horizontal: Superficie: 56,75m2 Carga: 120kg/m2 56,75m2 * 120kg/m2 = 6.810kg que suponen un peso por unidad de longitud de pared del tanque sobre la que apoya el techo de: 6.810kg / 26,7m = 255,1kg/m
4.1.5. ACCIÓN DEL SISMO. 4.1.5.1. Información previa. 4.1.5.1.1. Clasificación sísmica.
A efectos de la norma sismorresistente (NCSE-94) los tanques son construcciones de especial importancia: -[...] edificios e instalaciones vitales de los medios de transporte en las estaciones de ferrocarril, aeropuertos y puertos. -Edificios e instalaciones industriales [...] que alberguen materias tóxicas, inflamables o peligrosas .
que
Según esta clasificación, la aplicación de la norma será preceptiva si se cumple ac > 0.06g
Donde: -ac = aceleración sísmica de cálculo. -g = aceleración de la gravedad.
4.1.5.1.2. Información sísmica. 4.1.5.1.2.1. Aceleración sísmica.
-Aceleración sísmica básica: obtenida del mapa de peligrosidad sísmica de la norma NCSE-94, para el municipio de Chauchina: ab /g = 0.24 Donde: -ab = aceleración sísmica básica. -g = aceleración de la gravedad.
-Coeficiente de contribución: K=1.0
-Aceleración sísmica de cálculo: ac = pab, donde p=(t/50)0.37 A efectos de cálculo, para construcciones de especial importancia, la norma prescribe que el periodo de vida en años (t) sea t≥100; se toma el límite de 100 por ser el más usual sancionado por la experiencia. Por tanto: P=1,3 Y se tiene así: ac=1,3 * ab=1,3 * 0.24 * 9.81 = 3,0607m/s 2
4.1.5.1.2.2. Espectro elástico de respuesta para movimientos horizontales en oscilador simple con amortiguamiento de referencia del 5%.
-Tramo de periodos básicos (T
T = Período considerado en segundos K = Coeficiente de contribución C = Coeficiente de suelo COEFICIENTE DE SUELO Tipo de terreno Coeficiente C 3 1,8
Así pues, para Chauchina, terreno tipo 3, se tiene: C=1,8 K=1,0 a(T0) = 1,9 T0 = 0,25 T1 = 0,91
Espectro de respuesta
2
1,8
1,6
1,4
1,2 ) T ( a
1
0,8
0,6
0,4
0,2
0 0
0,15
0,25
0,34
0,45
0,6
0,8
0,91
1
1,2
T
4.1.5.1.3. Acciones.
Se consideran como acciones las siguientes: -Gravitatorias: -Peso propio y carga de combustible con el tanque lleno. -No se considera sobrecarga de nieve. -Horizontales: -Sismo. -No se consideran acciones del viento u otros empujes laterales. -Otras acciones: -No se consideran acciones térmicas ni de retracción u otras. Las acciones no consideradas se han omitido por la alta improbabilidad de que se den simultáneamente al sismo.
4.1.5.1.3.1. Acciones gravitatorias.
Se considera el peso total de paredes y techo del tanque y del combustible contenido según el peso específico ya señalado en anteriores apartados de 999,06kg/m3: Peso de la pared: 299,1kg/m * 26,7m = 7.986kg
Peso del techo: 2.122kg Peso del líquido: 999,06kg/m3 * 56,75m 2 * 8m = 453.573kg TOTAL: 463.681kg
4.1.5.2. Cálculo por el método simplificado. Para la aplicación de este método se deben cumplir los siguientes requisitos: a) Número de plantas inferior a 20: SE CUMPLE (el concepto de “planta” en esta construcción se asocia al concepto de “apoyos más cubierta”, por lo que sería una construcción de 1 planta). b) Atura máxima igual a 60 m: 8<60; SE CUMPLE. c) Regularidad en planta, sin entrantes y salientes: Planta circular; SE CUMPLE. d) Soportes continuos hasta cimentación, uniformemente distribuidos en planta y sin cambios bruscos en su rigidez: SE CUMPLE. e) Regularidad geométrica en planta y altura. Regularidad mecánica en la distribución de rigideces, resistencias y masas, estando los centros de masas, rigidez y torsión de todas las plantas aproximadamente en la misma vertical: SE CUMPLE. f) Excentricidad del centro de masas que interviene en el cálculo sísmico respecto al de torsión es inferior al 10% de la dimensión de la planta del edificio en cada una de las direcciones principales: SE CUMPLE. Este método se basa en el análisis de la estructura mediante un sistema equivalente de fuerzas horizontales que produzca los mismos efectos que las fuerzas de inercia desarrolladas por el terremoto. El cálculo se desarrolla en los siguientes pasos:
4.1.5.2.1. Modos de vibración.
Se considerarán los siguientes en función del periodo fundamental de la construcción (TF): -Si TF ≤ 0,75 s, el primer modo -Si 0,75 s < T F ≤ 1,25 s, el primer y el segundo modo -Si TF > 1,25 s, los tres primeros modos Para cada modo i, se considerará el siguiente periodo en función del período fundamental: Ti = TF /(2i-1) El período fundamental para un edificio de pórticos rígidos de acero laminado, al que se asemejará el tanque de combustible, es, según la norma NCSE-94,
TF = 0,11 n Donde n es el número de plantas sobre la rasante. En este caso n=1, por lo que T F = 0,11 < 0,75 por tanto sólo hay que emplear un modo de vibración. No obstante, consideraremos los tres para hacer más completo el estudio: T1 = 0,11 T2 = 0,04 T3 = 0,02
4.1.5.2.2. Cálculo de las fuerzas sísmicas.
Se obtienen según Fik =Sik Pik Donde: Pk es el peso correspondiente a la planta k, Sik es el coeficiente sísmico correspondiente a la planta k en el modo i de valor: Sik =(a c/g)·α1(Ti)·β·ηik Siendo: ac = Aceleración sísmica de cálculo expresada en m/s2 g = Aceleración de la gravedad α(Ti) = Ordenada espectral de cálculo para el período Ti del modo i considerado. β = Coeficiente de respuesta, definido en el apartado 3.7.3.1. de la norma NCSE-94. ηik = Factor de distribución correspondiente a la planta k en el modo i. -Cálculo de β Teniendo en cuenta que la ductilidad se considera de µ=1, se obtiene, según la norma, un coeficiente β=1,09. -Cálculo de ηik n
∑ m k · φik ηik = φik ·
k =1 n
∑ k =1
donde: n = Número de plantas mk = Masa de la planta k φik = sen[(2i-1)·π·h /2H] k hk = Altura sobre la rasante de la planta k H = Altura total de la estructrura del edificio n=1
m k · φ
2 ik
mk = 453.573kg φik = sen[(2i-1)·π·hk /2H] hk = 8m H = 8m
Acel. Altura Coef. Altura Factor de sísmica de MODO Planta de Masa total distribució de (i) (k) planta forma (mk) (H) n (eta ik) cálculo (hk) (phi ik) (ac) 1
1
8
8
1,0
2
1
8
8
-1,0
3
1
8
8
1,0
5E+0 1,0 5 5E+0 1,0 5 5E+0 1,0 5
Ordenad a Coef. de Coef. Fuerza Cortante Cortante espectral respuesta Sísmico Sísmica combinado (Vik)-kp(alfa1 (beta) (Sik) (Fik)-kp(Vk)-kp(Ti)
3,0607
1,396
1,09
0,4747
21950
21950
21950
3,0607
1,144
1,09
0,3890
17988
17988
28379
3,0607
1,079
1,09
0,3669
16966
16966
33064
Así, se tiene una fuerza equivalente horizontal aplicada en la parte más alta del tanque de 33.064kg. 33.064 kg
y
4.2. TENSIÓN CIRCUNFERENCIAL NORMAL A LA QUE ESTÁ SOMETIDO EL ACERO DE LAS PAREDES. Se considera la hipótesis más desfavorable de tanque lleno y cálculo en el nivel de base de la chapa de pared. La relación entre el espesor de chapa de pared del tanque y el diámetro del mismo es de 0,0047625 / 8,5 = 0,00056 por lo que se considera válida la aproximación de cálculo de tensiones en la pared como si se tratase de “tubo de pared delgada”. Por tanto:
F α
pi
pi F
2R 2F = 2∫02Π pi Cosα R dα = 2piR F = piR Y según 4.1.1.1., se tiene pues F = 7.992,1kg/m 2 * 4,25m = 33.966,3kg/m Que para un espesor de pared de 0,0047625m supone una tensión de tracción de 33.966,3kg/m / 0,0047625m = 713,2kg/cm 2
4.3. TENSIÓN VERTICAL NORMAL EN LAS PAREDES. El punto más desfavorable es el de la base de las paredes. Sobre estas, se da la carga suma de las siguientes: De 4.1.2.: 378,6kg/m De 4.1.4.: 255,1kg/m TOTAL: 633,7kg/m Que divididos por el espesor de 0,0047625m dan una tensión de compresión de 633,7kg/m / 0,0047625m = 13,3kg/cm 2
4.4. PRESIÓN SOBRE LA BASE DE APOYO DEL TANQUE. El producto del peso específico del fluido por la altura máxima que alcanza supone una presión de: 999,06kg/m 3 * 8m = 0,8kg/cm2
4.5. TENSIÓN NORMAL PROVOCADA POR LA ACCIÓN DEL VIENTO. Se trata de hallar la tensión en la sección horizontal de corona circular de la base del tanque. Para ello se supone la acción del viento calculada en 4.1.3. aplicada a media altura del tanque, de manera que se tienen los siguientes valores de tracciones y compresiones: σ=+-M*y/I Donde: M = momento de la fuerza = 826,9kg * 4m = 3.308kg*m y = R = 4,25m I = momento de inercia de la corona circular = ¼ * Π * (R ext4 – R int4) = ¼ * Π * [(4,25+0,00238125) 4-(4,25-0,00238125) 4] = 1,1486m 4 Y por tanto σ = + - 1,22kg/cm2
4.6. TENSIÓN NORMAL PROVOCADA POR LA ACCIÓN EQUIVALENTE DEL SISMO. Se trata de hallar la tensión en la sección horizontal de corona circular de la base del tanque. Para ello se supone la acción equivalente del sismo calculada en 4.1.5. aplicada en la parte superior del tanque, de manera que se tienen los siguientes valores de tracciones y compresiones: σ=+-M*y/I Donde: M = momento de la fuerza = 33.064kg * 8m = 264.512kg*m y = R = 4,25m I = momento de inercia de la corona circular = ¼ * Π * (R ext4 – R int4) = ¼ * Π * [(4,25+0,00238125) 4-(4,25-0,00238125) 4] = 1,1486m 4 Y por tanto σ = + - 97,87kg/cm2
4.7. RESUMEN DE TENSIONES NORMALES. Las posibles combinaciones de los resultados anteriores son las que se resumen a continuación: -Tensión circunferencial normal a la que está sometido el acero de las paredes (4.2.). No se combina con otras hipótesis; su valor es de 713,2kg/cm2, que queda por tanto con una seguridad de 6.678 kg/cm2 / 713,2kg/cm2 = 9,4
en cuanto al acero empleado. -Tensión vertical normal en las paredes (4.3.) de compresión de 13,3kg/cm2; Tensión normal provocada por la acción del viento (4.5.) de compresión o tracción de 1,22kg/cm 2. Dan lugar a unas compresiones de valores 13,3kg/cm 2 + 1,22kg/cm2 = 14,52kg/cm2 y 13,3kg/cm 2 - 1,22kg/cm2 = 12,08kg/cm2 que suponen una seguridad de 6.678 kg/cm2 / 14,52kg/cm2 = 460 y 6.678 kg/cm2 / 12,08kg/cm2 = 553 respectivamente en cuanto al acero empleado. -Tensión vertical normal en las paredes (4.3.) de compresión de 13,3kg/cm2; Tensión normal provocada por la acción del sismo (4.6.) de compresión o tracción de 97,87kg/cm 2. Dan lugar a unas compresiones y tracciones de valores 13,3kg/cm 2 + 97,87kg/cm2 = 111,17kg/cm2 y 13,3kg/cm 2 - 97,87kg/cm2 = -84,57kg/cm2 que suponen una seguridad de 6.678 kg/cm2 / 111,17kg/cm 2 = 60 y 6.678 kg/cm2 / 84,57kg/cm2kg/cm2 = 79 respectivamente en cuanto al acero empleado. -Presión sobre la base de apoyo del tanque (4.4.). Con un valor de 0,8kg/cm2 queda muy por debajo del máximo admisible para el acero empleado de 6.678 kg/cm2. Por tanto, se demuestra para todos los casos que el diseño es correcto.
4.8. TENSIONES TANGENCIALES. Las tensiones tangenciales debidas al cortante se producen como caso más desfavorable en la base del tanque. Estas tensiones vienen provocadas por las acciones horizontales que sobre el tanque actúan, a saber: -Viento. -Sismo. El cálculo de las tensiones tangenciales se lleva a cabo para el centro de la sección horizontal de corona de circular de pared del tanque, por ser este el lugar en el que el eje de cálculo para las tensiones tangenciales corta a la corona circular en un área menor y por tanto es la hipótesis más desfavorable. Se tiene así: Τ= Q * Me / (b * I) Donde: Τ= tensión tangencial Q = esfuerzo cortante Me = momento estático respecto al eje de la sección (el centro de gravedad de la semicircunferencia se sitúa a 2*R/ Π del centro de la circunferencia) b = espesor de la sección a la altura de la fibra de cálculo (como se ha dicho, 2 veces el espesor de la chapa). I = momento de inercia de la corona circular
4.8.1. TENSIÓN TANGENCIAL DEBIDA AL VIENTO: Q = 826,88kg (de 4.1.3.) Me = 26,7m/2 * 0,0047625m * 2*R/ Π = 0,17202m 3 b = 0,009525m I = 1,1486m 4 (de 4.5.) Τ= 826,88 * 0,17202 / (0,009525 * 1,1486) = 1,3kg/cm 2
4.8.2. TENSIÓN TANGENCIAL DEBIDA AL SISMO: Q = 33.064kg (de 4.1.5.) Me = 26,7m/2 * 0,0047625m * 2*R/ Π = 0,17202m 3 b = 0,009525m I = 1,1486m 4 (de 4.5.) Τ= 33.064 * 0,17202 / (0,009525 * 1,1486) = 52,0kg/cm 2
4.9. RESUMEN DE TENSIONES TANGENCIALES. En ambos casos, 4.8.1. y 4.8.2., las tensiones tangenciales quedan muy por debajo del límite admisible de 6.678 kg/cm 2 del acero empleado, por lo que se comprueba que el diseño es satisfactorio.
4.10. CÁLCULO DEL TECHO DEL TANQUE. Se considerará el cálculo del techo como placa circular plana simplemente apoyada en su contorno para la situación en que se encuentra sometido unicamente al peso propio, y se añadirán los valores resultantes de considerar el techo como placa circular plana empotrada en su contorno para la situación provocada por la sobrecarga de nieve.
Las ecuaciones resultantes para este cálculo, en cuanto a tensiones radiales y angulares, son las siguientes respectivamente: Para placa simplemente apoyada: σr = [-3p0z/(4h3)] * (3+ν) * (a 2-r2) σθ = [-3p0z/(4h3)] * [ a2(3+ν) – r2(1+3ν)] Para placa empotrada: σr = [-3p0z/(4h3)] * [(1+ν)* a 2 – (3+v)*r2] σθ = [-3p0z/(4h3)] * [ a2(1+v) – r2(1+3ν)] Donde: p0 = carga uniforme z = cota del espesor de la placa para la que se calcula la tensión, medida desde el centro del espesor. h = espesor total de la placa ν = coeficiente de Poisson del material a = radio de circunferencia de la placa r = radio para el que se calcula la tensión Así pues, las tensiones radiales y tangenciales en los bordes y en el centro de la placa, en la fibra superior del espesor de la placa, es decir, con p0 = peso propio (4.1.2.) = 2.121,5 kg/56,75m2 = 37,4kg/m2 p0 = carga de nieve (4.1.4.) = 120kg/m2 z = h/2 = 4,7625 E10-3 m / 2 = 2,38125 E10-3 m h = 4,7625 E10-3 m ν = 0,28 a = 4,25m r = 0m (para el centro de la placa) r = 4,25m (para el borde de la placa) resultan ser:
-Tensiones radiales: Centro: Debido a peso propio: σr = [-3*37,4*2,38125 E10-3/(4*(4,7625 E10-3) 3)]*(3+0,28)*(4,25 2-02)= -229kg/cm2 Debido a sobrecarga de nieve:
σr = [-3*120*2,38125 E10-3/(4*(4,7625 E10-3)3)]*[(1+0,28)*4,252-(3+0,28)*02)= -287kg/cm2
TOTAL: -516kg/cm2
Borde: Debido a peso propio: σr = [-3*37,4*2,38125 E10-3/(4*(4,7625 E10-3) 3)]*(3+0,28)*(4,25 2-4,252)= 0 kg/cm2 Debido a sobrecarga de nieve:
σr = [-3*120*2,38125 E10-3/(4*(4,7625 E10-3)3)]*[(1+0,28)*4,252-(3+0,28)*4,252)= 448kg/cm2 TOTAL: 448kg/cm2
-Tensiones tangenciales: Centro: Debido a peso propio:
σθ = [-3*37,4*2,38125 E10-3/(4*(4,7625 E10-3)3)]*[4,252(3+0,28)–02(1+3*0,28)]= -229kg/cm2
Debido a sobrecarga de nieve:
σθ = [-3*120*2,38125 E10-3/(4*(4,7625 E10-3)3)]*[(1+0,28)*4,252-(1+3*0,28)*02)= -287kg/cm2
TOTAL: -516kg/cm2
Borde: Debido a peso propio:
σθ = [-3*37,4*2,38125 E10-3/(4*(4,7625 E10-3)3)]*[4,252(3+0,28)–4,252(1+3*0,28)]= 18kg/cm2 Debido a sobrecarga de nieve: σθ = [-3*120*2,38125 E10-3/(4*(4,7625 E10-3)3)]*[(1+0,28)*4,252-(1+3*0,28)*4,252)= 672kg/cm2 TOTAL: 690kg/cm2
En todos los casos las tensiones quedan muy por debajo del límite admisible de 6.678 kg/cm2 del acero empleado, por lo que se comprueba que el diseño es satisfactorio.
5. ESTABILIDAD AL VUELCO Y AL DESLIZAMIENTO DE LOS TANQUES SOBRE LA PLATAFORMA DEL CUBETO. Se trata de determinar aquí la estabilidad de los tanques ante la acción horizontal del viento.
5.1. ESTABILIDAD AL VUELCO. Momentos estabilizadores: -Acción: La acción favorable en la hipótesis más desfavorable de tanque vacío es la del peso del conjunto del tanque: paredes, fondo, y techo. Es decir, según 6.1.2., 7.986kg + 2.829kg + 2.122kg = 12.937kg -Brazo: Se considera la distancia desde el centro de la circunferencia del tanque hasta su borde. Es decir, el radio de 4,25m. Y se tiene un momento estabilizador de: 12.937kg * 4,25m = 54.928kg*m Momentos volcadores: -Acción: La del viento, de 827kg -Brazo: Se considera la acción aplicada a media altura del tanque. Según 4.1.3.. Es decir, 4m de brazo. Y se tiene un momento volcador de: 827kg * 4m = 3.308kg*m Por tanto, se tiene un coeficiente de seguridad al vuelco de: C.D.S.V. = 54.928/3.308 = 16,6 Que garantiza la seguridad al vuelco sin necesidad de medios de anclaje del tanque al suelo.
5.2. ESTABILIDAD AL DESLIZAMIENTO. DESLIZAMIENTO. Fuerza desestabilizadora: La acción horizontal del viento, de 827kg. Fuerza estabilizadora: La fuerza de rozamiento del tanque sobre la superficie de hormigón en la que se apoya, dada por el producto de la normal en el caso más desfavorable de tanque vacío; es decir: peso del tanque, de 12.937kg, por el coeficiente de rozamiento estático, de valor 0,7: 12.937kg * 0,7 = 9.056kg.
Por tanto, se tiene un coeficiente de seguridad al deslizamiento de: C.D.S.D. = 9.056/827 = 11 Que garantiza la seguridad al deslizamiento sin necesidad de medios de anclaje al suelo.
6. FONDO Y ACCESORIOS DE LOS TANQUES. Las características calculadas para los accesorios de los tanques, dado que su cálculo se basa en la aplicación de las tablas de la norma API 650 que son función de los espesores de chapa calculados para el tanque, se adjuntan en la memoria descriptiva de este proyecto y se describen con exactitud en cuanto a dimensiones y posición en los planos. Por tanto, se ha juzgado innecesario incluirlos por duplicado en este anejo de cálculo. Igual consideración se hace en cuanto al fondo del tanque, cuyas características de espesor (6,35mm) y acero empleado se detallan en la memoria descriptiva y los planos.
7. CÁLCULO INFORMÁTICO DE LOS TANQUES. A pesar de que, como se muestra en los epígrafes anteriores, el cálculo de los tanques se ha llevado a cabo de manera manual, se ha juzgado conveniente incluir, a modo de comprobación, el cálculo de los tanques mediante el programa informático TRI*TANK 650 v1.2.0 cedido al autor del proyecto por parte del fabricante del producto, PIPINGSOLUTIONS INC. para cálculo de tanques verticales de almacenamiento de productos petrolíferos conforme a la norma API 650. Con este cálculo informático se comprueba que los resultados obtenidos son los mismos que al calcular manualmente los tanques mediante la norma API 650 y comprobar después también manualmente su resistencia estructural. Se ha juzgado interesante incluir este epígrafe de cálculo informático dado el carácter académico de este proyecto, como muestra de las herramientas existentes para el desarrollo de instalaciones como la que es objeto del proyecto. En cuanto a algunos apartados del programa de cálculo, es necesario hacer las siguientes matizaciones: -Velocidad del viento. La cifra más próxima que admite el programa, por exceso, con respecto a la velocidad del viento de proyecto de 64,82km/h, es la de 100km/h y por tanto es la que se adopta en el cálculo informático. -Cota del fondo del tanque. Al igual que en el cálculo manual, se considera el cálculo para cota rasante al terreno (cero), de manera que se tiene el caso más desfavorable respecto a la acción del viento y por ello el cálculo de los tanques de combustible, situados a una cota más baja que el terreno por estar dentro del cubeto, es aplicable al tanque de agua, situado a la cota del terreno. -Zona sísmica. La consideración sísmica que lleva a cabo el programa de cálculo está conforme a la normativa estadounidense, por lo que su cálculo no se considera representativo mas que por el hecho de que al igual que en el cálculo manual llevado a cabo, la estructura resulta soportar la acción del sismo considerada de manera satisfactoria.
Se incluyen a continuación las salidas proporcionadas por el programa mencionado:
VER ARCHIVO DE CÁLCULO “TANQUE.TANK650”
1. CIMENTACIÓN DE LOS TANQUES VERTICALES DE COMBUSTIBLE. 1.1. CARGAS QUE INTERVIENEN. 1.1.1. CARGAS SUPERFICIALES UNIFORMEMENTE REPARTIDAS. -Peso del suelo de acero del tanque: Superficie: Π * R 2 = Π * (8,5m/2)2 = 56,75m2 Espesor: ¼” (6,35mm). Peso específico del acero: 7.850kg/m3 Carga del suelo del tanque: 7.850kg/m 3 * 6,35E-3 m = 49,85kg/m 2 = 4,985E-3kg/cm2 = 49,85kg/m 2. Peso total del suelo del tanque: 49,85kg/m2 * 56,75m2 = 2.829kg aplicados en el centro del círculo. -Peso del combustible a tanque lleno: Superficie: Π * R 2 = Π * (8,5m/2)2 = 56,75m2 Altura de combustible: 8m Peso específico del fluido equivalente de cálculo según lo indicado en la memoria: 999,06kg/m 2 Carga de combustible: 999,06kg/m2 * 8m = 7.992,5kg/m 2 = 7,993E-1kg/cm 2 Peso total de combustible: 7.992,5kg/m2 * 56,75m2 = 453.574kg aplicados en el centro del círculo. -Peso de las paredes y el techo del tanque: Longitud de circunferencia: 2 * Π * R = 8,5 * Π = 26,7m Espesor de pared: 3/16” (4,7625mm) Peso por unidad de longitud de circunferencia de apoyo de pared (de 4.1.2. del anejo de cálculo de los tanques verticales): 378,6kg/m Carga sobre la base de la circunferencia del tanque: 378,6kg/m / 4,7625E-3m = 79.496kg/m 2 = 7,95kg/cm2. Peso total de paredes y techo: 378,6kg/m * 26,7m = 10.109kg aplicados en el centro del círculo. (En el caso de la hipótesis de nieve, a esta carga hay que añadir (4.1.4. del anejo de cálculo de los tanques verticales): 255,1kg/m / 4,7625E-3m = 53.564kg/m 2 = 5,36kg/cm2, que supone un peso total de 255,1kg/m * 26,7m = 6.811kg aplicado en el centro del círculo) -Peso de la cimentación: Superficie: Π * R 2 = Π * (9,5m/2)2 = 70,88m2 Canto supuesto para la losa: 0,25m Peso específico del hormigón armado de la losa: 2.500kg/m3 Carga de hormigón armado: 2.500kg/m3 * 0,25m = 625kg/m 2 = 6,25E-2kg/cm 2 Peso total de hormigón armado: 625kg/m2 * 70,88m 2 = 44.301kg aplicados en el centro del círculo.
1.1.2. CARGAS PROVOCADAS POR ACCIONES EXTERNAS. -La considerada en el punto anterior en caso de nieve. -Empuje del viento: 827kg (4.1.2. del anejo de cálculo de los tanques verticales) actuando en horizontal a media altura del tanque, que provocan un incremento de carga en uno de sus lados de (4.2.5. del anejo de cálculo de los tanques verticales) 1,22kg/cm2 (e igual magnitud, pero en decremento, en el lado opuesto, según la ley de la figura siguiente). Este valor supone una acción total que se calcula en base a la figura representada a continuación y que se supone aplicada en el centro de gravedad de la semicircunferencia (a 2*R/ Π=2,7m del centro):
Acción total
R
1,22kg/cm^2
Longitud de media circunferencia: 2 * Π * R / 2 = 4,25 * Π = 13,35m Carga máxima: 1,22kg/cm2 Espesor: 4,7625mm Acción total: 13,35m * 4,7625E-3m * 1,22E4kg/m 2 / 2 = 388kg aplicados a 2,7m del centro del círculo. -Acción del sismo: 33.064kg (4.1.5.) actuando en horizontal en la parte alta del tanque, que provocan un incremento de carga en uno de sus lados (decremento en el otro) de (4.6. del anejo de cálculo de los tanques verticales) 97,87kg/cm2. Este valor supone una acción total que se calcula de manera similar a la expresada en el epígrafe anterior sobre empuje del viento y que se supone aplicada en el centro de gravedad de la semicircunferencia (a 2*R/ Π=2,7m del centro): Longitud de media circunferencia: 2 * Π * R / 2 = 4,25 * Π = 13,35m Carga máxima: 97,87kg/cm2 Espesor: 4,7625mm Acción total: 13,35m * 4,7625E-3m * 97,87E4kg/m 2 / 2 = 31.113kg aplicados a 2,7m del centro del círculo.
1.2. CÁLCULO GEOTÉCNICO DE LA CIMENTACIÓN. 1.2.1. HIPÓTESIS DE CÁLCULO. -Se emplea el método de Terzaghi según el modelo de Prandtl para cimentaciones superficiales. -Se considera cimentación mediante losa circular de 9,5m de diámetro centrada con respecto al tanque. -Se considera cimentación a nivel de 1m por debajo de la superficie del terreno, según las consideraciones efectuadas en los cálculos relativos al cubeto en cuanto a profundidad necesaria de este. -Se consideran por separado las condiciones de viento y sobrecarga de nieve y la de sismo.
1.2.2. DETERMINACIÓN DE LA CARGA ACTUANTE. Según 1., se tienen las siguientes cargas, comprobandose que la más desfavorable se da en el caso de sismo:
1.2.2.1. Caso con viento y sobrecarga de nieve. -Acción vertical total aplicada en el centro del círculo: 2.829kg + 453.574kg + 10.109kg + 44.301kg= 510.813kg -Acción vertical total aplicada a 2,7m del centro del círculo: 388kg Estas dos acciones se pueden equiparar a una resultante suma de ambas que, utilizando un cálculo de momentos con respecto al centro del círculo, resultaría estar colocada a la siguiente distancia del centro del círculo: (388kg * 2,7m + 510.813kg * 0m) / (388kg + 510.813kg) = 2,05E-3m Este valor resulta tan pequeño, que se considera razonable aceptar que la carga total está aplicada en el centro. Así pues: -Acción vertical aplicada en el centro del círculo: 511.201kg -Acción horizontal: 827kg
1.2.2.2. Caso con acción del sismo. -Acción vertical total aplicada en el centro del círculo: 2.829kg + 453.574kg + 44.301kg = 500.704kg -Acción vertical total aplicada a 2,7m del centro del círculo: 31.113kg
Estas dos acciones se pueden equiparar a una resultante suma de ambas que, utilizando un cálculo de momentos con respecto al centro del círculo, resultaría estar colocada a la siguiente distancia del centro del círculo: (31.113kg * 2,7m + 500.704kg * 0m) / (31.113kg + 500.704kg) = 0,16m Este valor resulta tan pequeño, que se considera razonable aceptar que la carga total está aplicada en el centro. Así pues: -Acción vertical aplicada en el centro del círculo: 531.817kg -Acción horizontal: 33.064kg
1.2.3. CÁLCULO DE LA CARGA DE HUNDIMIENTO. Dado que se tiene una inclinación de la carga debida a la existencia de componentes horizontal y vertical, se considerará la influencia de esta inclinación. Así, se calcula la carga de hundimiento según la fórmula general modificada para superficie circular con carga compuesta en 2 direcciones según: qh = 1,2 cNc * ic + qNq * iq + 0,3 BγNγ * iγ Donde: q = sobrecarga sobre el nivel de cimentación γ= peso específico efectivo del terreno bajo el nivel de cimentación B = ancho de la cimentación c = cohesión del terreno de cimentación Nc, Nq, Nγ, factores de capacidad de carga, funciones únicamente del ángulo de rozamiento interno Φ con valores tomados de Jose Mª Rodríguez Ortíz. ic, iq, iγ, coeficientes correctores por inclinación de la carga (componentes en 2 direcciones) que según Meyerhof, para un ángulo de inclinación de la carga de α= arctg(H/V) siendo H la carga horizontal y V la vertical, son ic = iq = (1 - αº/90º) 2 iγ = (1 - α/Φ)2 Los valores que hay que considerar son los siguientes: q = peso específico * profundidad de cimentación. Según los datos disponibles del anejo de geotecnia sobre calicatas en la zona, para 1m de profundidad se obtiene una densidad de 1,77gr/cm3, por lo que se tiene: q = 1,77E-3kg/cm3 * 100cm = 0,177kg/cm 2 γ = peso específico. A pesar de ser necesario para el cálculo el peso específico efectivo y a falta de otros datos, se opta por considerar como peso específico bajo la cota de cimentación el aportado por la información de la calicata de hasta 3m de profundidad. Es decir: γ = 1,88gr/cm3
B = ancho de la cimentación. Considerado como el diámetro de la circunferencia: B = 9,5m Φ = ángulo de rozamiento interno. Se halla en función de los datos disponibles sobre ensayo de penetración estándar (S.P.T.). En principio, y para determinar si es necesario considerar en el cálculo geotécnico de la cimentación uno o más estratos, se considerará que hasta los 19,3m de profundidad el material es el mismo en cuanto a tipologías que pudieran exigir una diferenciación relativa a la dureza de las capas. Este dato se desprende de la columna estratigráfica que figura en el anejo de geotecnia (el suelo vegetal, que en la columna llega hasta los 1,2m, se considera retirado para la obra), considerándose lícito tomar hasta esa cota una tipología de “suelo blando de naturaleza cohesiva”. De esta columna, y considerando el valor medio del S.P.T. de los ensayos entre 1,2m y 19,3m de profundidad, se obtiene: S.P.T. = 11 Así pues, según la relación gráfica empírica entre el valor del S.P.T. y el ángulo de rozamiento interno de los suelos, para un S.P.T. 11 de se tendría un Φ = 30,2º Con este valor, la profundidad máxima de la cuña de rotura generalizada según Schultze, queda entorno a 2 veces el ancho de la cimentación. Es decir: 9,5m * 2 = 19m, por lo que las suposiciones son correctas. c = cohesión del terreno de cimentación. Se considera un valor de referencia para los suelos cohesivos de c = 0,2kg/cm2 Factores Nc, Nq, Nγ. Nc = 30,65 Nq = 18,85 Nγ = 23,12 Coeficientes correctores por inclinación de la carga ic, iq, iγ. ic = iq = [1 – arctg(33.064/531.817)º/90º] 2 = 0,92 iγ = (1 - (33.064/531.817)º/ 30,2º)2 = 0,76 Y por tanto, la carga de hundimiento resulta: qh = 1,2*0,2*30,65*0,92 + 0,177*18,85*0,92 + 0,3*950*1,88E-3*23,12*0,76 = 19,25kg/cm2
En el caso más desfavorable de considerar la resistencia del terreno arcilloso a corto plazo en estado Φ-cero de manera que no se pudieran disipar las presiones intersticiales generadas en el agua por el incremento de carga, se tendría una carga de hundimiento, considerando que en este caso Nc = 5,14, Nq = 1 y Nγ = 0, de valor qh = 1,2*0,2*5,14*0,92 + 0,177*1*0,92 = 1,3kg/cm 2
1.2.4. SEGURIDAD AL HUNDIMIENTO. La carga que según 2.2.2. se tendría en el suelo objeto de estudio es, teniendo en cuenta la superficie de la cimentación circular de diámetro 9,5m, de 531.817kg / [Π*(9,5/2) 2]m2 = 7.502kg/m2 = 0,75kg/cm2 Por tanto, y hallando la razón con respecto a la carga de hundimiento calculada en 2.3., se tiene el siguiente coeficiente de seguridad al hundimiento: C.D.S.H. = 19,25kg/cm2 / 0,75kg/cm2 = 25,7 Que garantiza una más que sobrada estabilidad al hundimiento (ya aceptable a partir de valores de 3). En el caso de considerar la hipótesis de Φ-cero señalada en el epígrafe anterior, se observa que el coeficiente de seguridad se situaría por debajo de 2 (alrededor de 1,7). Sin embargo, y dado que como se ha dicho, la losa de cimentación del tanque se extenderá a toda la superficie del cubeto de retención, en rigor la carga que ofrece el tanque sobre la totalidad de la superficie de cimentación sería mucho menor que los 0,75kg/cm 2 calculados en el primer párrafo de este epígrafe, por lo que se considera probada la seguridad al hundimiento.
1.2.5. CÁLCULO DEL ASIENTO. Se aplica el método de Schmertman, que supone que los asientos quedan limitados a una profundidad de 2 veces el diámetro de la cimentación, según: s = C1 * qtransmitida * Σz=0Zlim (Izi / Ei)*∆zi Donde: ∆zi = potencia del estrato considerado Ei = 2,5*qc donde qc = resistencia de penetración estática con cono, que según Schmertman se puede estimar en función del valor N del S.P.T. del material con los siguientes valores: Tipo de suelo
q /N (kp/cm 2 ) c
Arcilla blanda, turba 2 Limos 3
C1 = factor dependiente de la profundidad de empotramiento, de valor 1 – 0,5 * (q/q transmitida) = 1-0,5*(0,177/0,69) = 0,87 Izi = coeficiente de influencia de obtención gráfica según el método que se está empleando, que discretizando en varias cotas según la columna estratigráfica de la zona resulta:
Profundidad respecto a la cimentación (m)
∆zi (cm) Izi N Ei (kp/cm2) (Izi / Ei)*∆zi
0,20 20 0,15 20 100 0,03
2,20 200 0,25 8 40 1,25
4,10 190 0,45 23 115 0,74
6,50 240 0,45 5 25 4,32
8,10 160 0,37 8 60 0,99
12,65 455 0,25 24 120 0,95
Por tanto: S = 0,87 * 0,75kg/cm 2 * (0,03+1,25+0,74+4,32+0,99+0,95)cm 3 /kg = 5,40cm
1.2.6. ASIENTO ADMISIBLE. Los criterios tradicionales sobre asiento admisible en arcillas para cimentaciones por losa (según Rodríguez Ortíz), indican cifras de entre 6,50 y 10,0 cm, o incluso 20,0 cm según Burland. Por otra parte, la norma MV-101 establece unos asientos generales admisibles para suelos coherentes de 7,5 cm para el caso de estructuras metálicas hiperestáticas y de >7,5 cm en el caso de estructuras metálicas isostáticas. Por tanto, según las referencias citadas y considerando aceptables las mismas, y comparando con el asiento calculado en 2.4. ligeramente mayor de 5 cm, queda probada la admisibilidad de la cimentación en cuanto a asientos.
1.2.7. SEGURIDAD AL DESLIZAMIENTO. Se debe cumplir: V * Cos Φ > H Que según el Anejo de Cálculo de los tanques verticales resulta: 531.817kg * Cos30,2º = 459.636kg > 33.064kg Por lo que se cuenta con un coeficiente de seguridad al deslizamiento sobradamente alto de: C.D.S.D. = 459.636/33.064 = 13,9
1.3. DIMENSIONAMIENTO Y CÁLCULO RESISTENTE DE LA LOSA DE CIMENTACIÓN DE LOS TANQUES. Se lleva a cabo según lo prescrito en la norma EHE, Instrucción de Hormigón Estructural. En cuanto al tipo de solicitación a que se considera que está sometida la losa para su dimensionamiento, se atiende a la recomendación de Jiménez Salas ( Geotecnia y Cimientos III , 1ª Parte, Capítulo I, “Losas”) de considerar una losa contínua apoyada libremente en cada punto (en este caso, en el contorno de la pared del tanque) y que por debajo actúa una carga uniformemente distribuida. Esta carga es iguasl a la reacción del suelo, considerada tal como el cociente entre la acción total de tanque y contenido del mismo entre la superficie total de la losa. Además, según el mismo autor, al tratarse de suelos blandos, es lícito considerar una distribución de tensiones plana. Máxime teniendfo en cuenta que la carga que provoca el contenido del tanque es completamente uniforme y se acerca por tanto completamente a las hipótesis teóricas. Por otra parte, y dado el hecho de que el fluido almacenado en el tanque transmite su peso al cimiento uniformemente y no a través de tipo alguno de apoyo, para el cálculo y dimensionamiento de la losa se ha de restar la distribución uniforme de carga provocada por dicho fluido del total de la ley de reacciones del terreno referida en el párrafo anterior. Esto da lugar a las leyes de acciones sobre el elemento estructural de hormigón armado definidas en 6.3.1.2.
1.3.1. COMBINACIÓN DE ACCIONES. 1.3.1.1. Combinaciones de acciones que se estudian. Estado límite último: -Situación permanente: suma de acciones permanentes y variables afectadas por el correspondiente coeficiente de seguridad. -Situación accidental: suma de acciones permanentes, variables y accidentales afectadas por el correspondiente coeficiente de seguridad. Estado límite de servicio: -Suma de acciones permanentes y variables afectadas por el correspondiente coeficiente de seguridad.
1.3.1.2. Acciones. Las acciones que se tienen sobre la cimentación de la estructura son las siguientes, con sus correspondientes coeficientes de seguridad para estados límite (el cálculo se lleva a cabo siempre para una línea diametral de la losa, por metro de fondo): -Acciones permanentes: (no se tendrá en cuenta el peso propio de la losa, pues según las consideraciones expresadas en 6.3. es anulado por la reacción del terreno). -Peso propio de la estructura metálica del tanque. Estado límite último: Efecto favorable: Y G = 1,00 Efecto desfavorable: Y G = 1,35
Estado límite de servicio: Efecto favorable: Y G = 1,00 Efecto desfavorable: Y G = 1,00 Configuración de las acciones sobre la losa: Paredes y techo del tanque (4.1.2. del anejo de cálculo de los tanques verticales): carga puntual de 379kg en cada extremo del tanque (a 4,25m del centro). Suelo del tanque (1.2.): carga uniforme de 49,85kg/m Reacción: (379kg + 379kg + 48,85kg/m*8,5m) / 9,5m = 123,5kg/m Con lo que la cimentación queda sometida al sistema de fuerzas equivalente siguiente para el cálculo, previo a la consideración de coeficientes de seguridad:
9,5m 8,5m
123,5-49,85=73,65kg/m 123,5kg/m
123,5kg/m
-Acciones variables: -Peso del combustible contenido en el tanque a nivel máximo. -Sobrecarga de nieve. -Acción del viento. Estado límite último: Efecto favorable: Y Q = 0,00 Efecto desfavorable: Y Q = 1,50 Estado límite de servicio: Efecto favorable: Y Q = 0,00 Efecto desfavorable: Y Q = 1,00 Configuración de las acciones sobre la losa: Peso del combustible a nivel máximo (1.2.): carga uniforme de 999kg/m. Sobrecarga de nieve (4.1.4. del anejo de cálculo de los tanques verticales): carga puntual de 255kg en cada extremo del tanque (a 4,25m del centro). Viento: carga puntual en cada extremo del tanque, ocasionada por la ley que se muestra en 1.2. y de valor: +-1,22kg/cm 2*0,47625cm 2 de espesor de pared*100cm de fondo = +-58kg. Reacción: De la carga ocasionada por el viento: σ=+-M*y/I Donde: M = momento de la fuerza = 58kg * 4,25m = 246,5kg*m y = R = 4,75m I = momento de inercia del rectángulo de 9,5m y 1m de fondo = 1/12 * 1 * 9,53 = 71,5m4 Y por tanto
σ = + - 16,4kg/m Que se considera despreciable frente al siguiente valor: Del resto de cargas: (999kg/m*8,5m + 255kg + 255kg) / 9,5m = 947,5kg/m Con lo que la cimentación queda sometida al sistema de fuerzas equivalente siguiente para el cálculo, previo a la consideración de coeficientes de seguridad:
9,5m 8,5m 999-947,5=51,5kg/m
947,5kg/m
-Acciones accidentales: -Acción del sismo.
947,5kg/m
Estado límite último: Efecto favorable: Y A = 1,00 Efecto desfavorable: Y A = 1,00
Configuración de las acciones sobre la losa: Sismo: carga puntual en cada extremo del tanque, ocasionada por la ley que se describe en 1.1.2. y de valor: +-98kg/cm 2*0,47625cm 2 de espesor de pared*100cm de fondo = +-4.667kg. Reacción: De la carga ocasionada por el viento: σ=+-M*y/I Donde: M = momento de la fuerza = 4.667kg * 4,25m = 19.835kg*m y = R = 4,75m I = momento de inercia del rectángulo de 9,5m y 1m de fondo = 1/12 * 1 * 9,53 = 71,5m4 Y por tanto σ = + - 1.318kg/m Con lo que la cimentación queda sometida al sistema de fuerzas equivalente siguiente para el cálculo, previo a la consideración de coeficientes de seguridad: 9,5m 8,5m
1.318kg/m
1.318kg/m
NOTA: en cualquier caso, si al combinar las hipótesis resultan sistemas de fuerzas equivalentes en los que la reacción del terreno se muestre como tracción sobre el mismo, no se contará con los esfuerzos producidos por la parte en cuestión de la ley de acciones, ya que el terreno no soporta tracciones.
1.3.1.3. Leyes de esfuerzos provocadas por las acciones. Se obtienen a continuación las leyes de esfuerzos para las cargas-tipo genéricas representadas en el epígrafe anterior: A) Carga uniforme entre las paredes del tanque:
9,5m 8,5m Rb
Rc
a b
c d q
Momento flector: Mf b-c = qx2 /2-4,25qx 9,03q
a b
c d x
Esfuerzo cortante: Qb-c = qx-4,25q 4,25q
a b
c d x 4,25q
B) Carga uniforme desde las paredes del tanque hasta el borde de la losa:
9,5m 8,5m Rb a
Rc
b
c
q
d
x
Momento flector: Mf a-b = qx2 Mf b-c = 0,125q Mf c-d = qx2 /2-9,5qx+45,125q a b
c d
0,125q
x
Esfuerzo cortante: Qa-b = qx Qb-c = 0 Qc-d = qx-9,5q 0,5q a b c d 0,5q x
B) Carga triangular:
9,5m 8,5m q c a b
d
e q
Momento flector: Mf a-b = -qx3 /28,5+qx2 /2 Mf b-e = -qx3 /28,5+qx2 /2-2,375qx+1,1875q 2,5q 1,3075q
0,12q
c d
a b
e 0,12q
x 1,3075q 2,5q
Esfuerzo cortante: Qa-b = -qx2 /9,5+qx Qb-e = -qx2 /9,5+qx-2,375q
x
0,97q
0,97q
a b
c d
e 1,4q
1,4q
1.3.1.4. Leyes de esfuerzos resultantes para cada combinación de acciones. -Estado límite último, situación permanente: Suma de las leyes de: A) según la acción permanente q=73,65, con un coeficiente de 1,35; B) según la acción permanente q=123,5, con un coeficiente de 1,35; A) según la acción variable q=-51,5, con un coeficiente de seguridad de 0; B) según la acción variable q=947,5, con un coeficiente de seguridad de 1,5; 699kg.m
199kg.m
199kg.m
793kg
423kg
423kg
793kg
-Estado límite último, situación accidental: Suma de las leyes de: A) según la acción permanente q=73,65, con un coeficiente de 1,35; B) según la acción permanente q=123,5, con un coeficiente de 1,35; A) según la acción variable q=-51,5, con un coeficiente de seguridad de 0; B) según la acción variable q=947,5, con un coeficiente de seguridad de 1,5; C) según la acción accidental q=1.318 con un coeficiente de seguridad de 1,0; 3.989kg.m
41kg.m
357kg.m 1.920kg.m
2.071kg
2.268kg -Estado límite de servicio: Suma de las leyes de: A) según la acción permanente q=73,65, con un coeficiente de 1,0; B) según la acción permanente q=123,5, con un coeficiente de 1,0; A) según la acción variable q=-51,5, con un coeficiente de seguridad de 0; B) según la acción variable q=947,5, con un coeficiente de seguridad de 1,0;
530kg.m
135kg.m
313kg
534kg
135kg.m
534kg
313kg
1.3.2. ARMADO DE LA LOSA DE CIMENTACIÓN. Se considera una losa de hormigón armado HA-25/B/25/IIa según EHE, Instrucción de Hormigón Estructural, de 25cm de canto con recubrimiento de armaduras de 5cm. La armadura será de acero B 400 S.
1.3.2.1. Flexión. Cuantía geométrica mínima: Dos por mil del área de la sección, que para 1m de fondo resulta ser 100cm*25cm*2/1000 = 5cm 2 Lo que supone 2,5cm2 por cada cara, en caso de considerar armadura superior e inferior. Estos 2,5cm2 permiten absorber, por tracción de la cara correspondiente, un momento flector de cálculo de: Md = As*0,9*d*f yd /Υ s = 2,5*0,9*20*4100E4/1,15 = 1.604kg*m Donde:
Md = momento de cálculo, según valores obtenidos en 6.3.1. As = Área de armadura de tracción necesaria. D = canto útil de la sección. f yd = tensión de cálculo del acero. Υ s = coeficiente de minoración del acero, de valor 1,15 en situación permanente o transitoria, y 1,0 en situación accidental. Con lo cual queda absorbido ya con esta cuantía mínima todo flector inferior a este valor, de entre los calculados en 6.3.1. Por tanto: se dispone armadura longitudinal en la parte inferior y superior de la losa, con 5 centímetros de recubrimiento, y en dos direcciones ortogonales según planos, materializando el armado mediante malla electrosoldada de 1Φ8 cada 20cm (con lo que se cumplen los 2,5cm 2 por metro de extensión de la losa y por cara). Para las zonas en las que se supera el valor de 1.604kg*m de momento flector, según 6.3.1., se procede al cálculo de la armadura necesaria según: a) Md=3.989kg*m: As=Md* Υ s/(0,9*d* f yd)=3.989*1/(0,9*0,2*4.100)=5,39cm 2 Descontando de este valor los 2,5cm2 ya colocados por cuantía geométrica mínima, quedan 5,39-2,5=2,89cm 2 que quedan cubiertos con la colocación de 6Φ8. Es decir, 1Φ8 cada 16,5cm. Sin embargo, como la armadura mínima ya calculada se ha colocado con una malla de 20cm de separación, estos Φ8 cada 16,5cm se sustituyen por Φ10 cada 20cm, cumpliendo así la cuantía de 2,89cm2. Esta armadura se colocará solapada a la de cuantía mínima y en forma de malla electrosoldada de Φ10 de 20 cm de separación. Esta armadura se ha de colocar en la cara superior de la losa. El área que debe cubrir la armadura viene definida por la figura de la ley de momentos flectores dada en 6.3.1. para la situación accidental del estado límite último, que baja de 3.989kg*m a los mencionados 1.604kg*m en el siguiente punto: X, tal que: [0,5+99,4(x-0,5) 2 /2-423(x-0,5)]+[2.516*(9,5-x) 3 /28,5-2.516*(9,5-x) 2 /2+5.976(9,5-x)2.988]-[178]-[21] = 1.604 con lo que
x = 8,45m
Que al estar medidos, según las figuras anteriores, desde el extremo de la cimentación, suponen una distancia del centro de 8,45-4,75 = 3,7m Por tanto, se colocará este refuerzo en la cara superior de la losa en un área circular de 3,7*2 = 7,4m de diámetro centrada en el círculo de la losa de cimentación del tanque, si bien habrá que extender esta área hasta la longitud de anclaje definida por la EHE que resulta ser de 15cm más 10 diámetros por estar considerándose una el efecto de una acción accidental de tipo dinámico:
15 + 10*1 = 25cm Por tanto, el círculo cubierto por la malla de Φ10 será de 3,7*2 + 2*0,25 = 7,9m de diámetro. b) Md=1.929kg*m: As=Md* Υ s/(0,9*d* f yd)=1.920*1/(0,9*0,2*4.100)=2,6cm 2 Descontando de este valor los 2,5cm2 ya colocados por cuantía geométrica mínima, quedan 2,6-2,5=0,1cm 2 que quedan cubiertos con la colocación de 1Φ5. Sin embargo, como la armadura mínima ya calculada se ha colocado con una malla de 20cm de separación, este 1Φ5 se sustituyen por Φ5 cada 20cm, que aunque excede la cuantía necesaria de 1Φ5 se considera de mayor sencillez constructiva y por tanto más factible. Esta armadura se colocará solapada a la de cuantía mínima y en forma de malla electrosoldada de Φ5 de 20 cm de separación. Esta armadura se ha de colocar en la cara inferior de la losa. El área que debe cubrir la armadura viene definida por la figura de la ley de momentos flectores dada en 6.3.1. para la situación accidental del estado límite último, donde baja de 1.920kg*m a los mencionados 1.604kg*m, que calculando de igual forma que en anterior apartado a) suponen la siguiente configuración: Colocación de la malla electrosoldada en una corona circular desde el borde exterior tangente a la circunferencia de la losa de cimentación del tanque hasta 55cm hacia el interior. Es decir, una corona circular de malla de 9,5m de lado exterior y 9,5 – 2*0,55 = 8,4m de diámetro interior si bien habrá que extender esta área hacia el interior hasta la longitud de anclaje definida por la EHE que resulta ser de 15cm más 10 diámetros por estar considerándose el efecto de una acción accidental de tipo dinámico: 15 + 10*0,5 = 20cm Por tanto, la corona circular cubierta por la malla de Φ5 será de 9,5 metros de lado exterior y 8,4 - 2*0,20 = 8m de diámetro interior.
AL COMPROBARSE QUE LOS REFUERZOS DE FLEXIÓN QUE SE HAN DE LLEVAR A CABO SE PUEDEN OBTENER, SEGÚN SU GEOMETRÍA ESPECIFICADA EN EL CÁLCULO DE LOS PRECEDENTES APARTADOS a) Y b), DE UN MISMO CÍRCULO DE MALLA, Y POR COMPROBARSE QUE LAS DIFERENCIAS ENTRE LA GEOMETRÍA DE LOS DOS REFUERZOS NO SON SUSTANCIALES, FINALMENTE Y EN ARAS DE LA SENCILLEZ CONSTRUCTIVA, SE OPTA POR DIMENSIONAR LOS REFUERZOS SEGÚN SIGUE, SIEMPRE CUMPLIENDOSE LO ESPECIFICADO EN LOS CÁLCULOS DE LOS PRECEDENTES APARTADOS a) Y b): -Corona circular de 9,5m de diámetro exterior y 8m de diámetro interior para el refuerzo de la cara inferior de la losa, y
-Círculo de 8m de diámetro para el refuerzo de la cara superior de la losa.
1.3.2.2. Cortante. Los cortantes extremos de cálculo, según 6.3.1., toman valores de: 793kg, 2.268kg y 534 kg. Se procede a la comprobación de cortante según EHE: Vd debe ser menor o igual que Vu1 Vd debe ser menor o igual que Vu2 Donde: Vu1 = k*f 1cd*b0*d*(CotgΘ+Cotgα)/(1+ Cotg 2 Θ) Donde según EHE resultan ser: f 1cd = 0,6f cd = 0,6*250kg/cm 2 /1,5 = 100kg/cm2 b0 = 100cm d = 20cm k=1 α = 90º CotgΘ =0,35 Y por tanto Vu1 = 62.360kg Que cumple estar por encima de los valores de cortante de cálculo que se dan. Por otra parte, Vu2 en el caso de no ser necesaria armadura de cortante toma el valor: Vu2 = [0,12*ξ*(100*ρ 1*f ck )1/3]*b0*d Que con los anteriores valores y con ξ = 1+√(200/d) = 2 ρ1 (para la cuantía mínima de armadura) = 2,5 cm2 /(100cm*20cm) = 0,00125 f ck = 25N/mm2 Resulta ser Vu2 = 7.018kg Que por tanto demuestra tanto estar por encima de los valores de cálculo dados como no ser necesaria la colocación de armadura de cortante en la losa de cimentación del tanque.
1.3.3. COMPROBACIÓN DEL ESTADO LÍMITE DE SERVICIO. La abertura de fisura, Wmax, debe ser inferior a 0,3mm para hormigón armado en el ambiente IIa. Se procede a comprobarlo en función de la abertura característica de fisura: Wk = β*sm*εsm Donde: β = 1,7 sm = 2c + 0,2s + 0,4k 1*Φ*Ac,eficaz /As εsm = б s/Es*[1-k 2*( бsr /бs)2] no menor que 0,4*б s/Es Donde se tiene: c = recubrimiento de hormigón = 50mm s = 10 Φ = 150mm k 1 = 0,125 Φ = diámetro de barras longitudinales traccionadas=10mm en el caso más desfavorable. Ac,eficaz = 15Φ*[canto]/4 = 15*10*250/4 = 9.375mm 2 As = 79mm2 (área de 1Φ10). бs = Mk /(0,8*d*As) = 5,3E6N*mm/(0,8*250*79) = 355N/mm 2 Es = 200.000N/mm 2 k 2 = 0,5 бsr = Mfis /(0,8*d*As) = f ct,m*wb /(0,8*d*As) = f ct,m*b*h2 /6/(0,8*d*As) = 2/3 2 2/3 2 2 0,3*f ck *b*h /6/(0,8*d*As) = 0,3*25 *1000*250 /6/(0,8*250*79) = 1.691N/mm Y por tanto sm = 2*50+0,2*150+0,4*0,125*10*9.375/79 = 189,34 εsm = 355/2E5*[1-0,5*( 1.691/355) 2] = -1,84E-2 no menor que 0,4*355/2E5 = 7,1E-4 De donde Wk = 1,7*189,34*7,1E-4 = 0,23 Con lo que se comprueba la validez del cálculo al ser 0,23 = Wk < Wmax = 0,3
1.3.4. LONGITUDES DE ANCLAJE Y SOLAPO. 1.3.4.1. Anclaje. Para el anclaje de mallas electrosoldadas, según la Instrucción de Hormigón Estructural, EHE, se atiende a la expresión: lb,neta = lb * As / As,real Donde lb resulta ser, en función de la expresión de EHE para armaduras en posición II, que es en la que se encuentran las armaduras en cuestión, de
lb = 1,4 * m * Φ2 no menor que f yk /14*Φ donde m = coeficiente numérico que para hormigón de 25N/mm2 y acero B 400 S resulta ser de 12. Φ = diámetro de la barra en cm. Y por tanto, para los distintos diámetros de barras calculados y suponiendo el caso más desfavorable de As = As,real, se tiene:
-Para Φ = 0,5cm: lb = 1,4 * 12 * 0,5 2 = 4cm no menor que 400/14*0,5 = 14cm lb,neta = 14cm * 1 = 14cm
-Para Φ = 0,8cm: lb = 1,4 * 12 * 0,8 2 = 11cm no menor que 400/14*0,8 = 23cm lb,neta = 23cm * 1 = 23cm
-Para Φ = 1cm: lb = 1,4 * 12 * 1 2 = 17cm no menor que 400/14*1 = 29cm lb,neta = 29cm * 1 = 29cm Estas longitudes cumplen los requerimientos de longitud mínima de EHE de 15cm, 10Φ, y parte proporcional a la longitud básica de anclaje de 1/3 para barras traccionadas y 2/3 para barras comprimidas.
1.3.4.2. Empalme por Solapo. Se considera que la posición de las mallas es SUPERPUESTA y en función de esta condición y teniendo en cuenta que la separación entre elementos solapados es superior a 10Φ y las longitudes de anclaje calculadas en el epígrafe anterior, se tiene una longitud de solapo de: -Para Φ = 0,5cm: 1,7 * lb = 1,7 * 14 = 24cm
-Para Φ = 0,8cm: 1,7 * lb = 1,7 * 23 = 39cm
-Para Φ = 1cm: 1,7 * lb = 1,7 * 29 = 49cm
2. CIMENTACIÓN DEL TANQUE VERTICAL DE AGUA PARA EXTINCIÓN DE INCENDIOS. Todos los cálculos relativos a la cimentación de los tanques verticales de almacenamiento de combustible son aplicables al tanque de agua para extinción de incendios, dada su similitud en cuanto a dimensiones. Por otra parte, el fluido para el que se ha calculado y demostrado la seguridad de la cimentación de los tanques verticales de almacenamiento de combustible ha sido el agua, por lo que se considera válido el cálculo para el tanque de agua sin que sea necesario modificar el cálculo al no variar el peso específico de uno a otro fluido. Es por todo esto que se adoptan para la cimentación del tanque de agua para extinción de incendios iguales consideraciones que las obtenidas para los tanques verticales de alamcenamiento de combustible, sin ser necesario adjuntar los cálculos que, en cualquier caso, serían un duplicado de los llevados a cabo en el epígrafe 1. de este Anejo.
3. CIMENTACIÓN DE LA BASE DEL CUBETO DE RETENCIÓN. 3.1. HIPÓTESIS DE PARTIDA. Para la cimentación de la base del cubeto se atenderá a lo dispuesto en el cálculo de la cimentación de los tanques verticales de combustible en él dispuestos. Se opta por esta consideración puesto que las cargas de cálculo que pueden actuar sobre el cubeto son únicamente las debidas a un llenado del mismo en caso de accidente, con lo cual se tendría una carga de una altura de agua de 1m (1,3m en la parte más profunda del cubeto). Por tanto, la carga sería en cualquier caso menor que la provocada sobre los tanques verticales de combustible sobre su cimentación (se recuerda que estos se han calculado con una altura de 8m y suponiendo fluido de densidad igual a la del agua). Por otra parte, a pesar de que la carga sobre la base del cubeto es inferior a la producida por los tanques verticales de combustible, se considera oportuno adoptar la misma cimentación en losa por sencillez constructiva y por constituir la losa una base que garantiza la estanqueidad del cubeto ante posibles derrames de combustible.
3.2. ESPECIFICACIONES DE LA CIMENTACIÓN. En base a lo referido en el epígrafe anterior, la cimentación adopta las características siguientes:
Losa de 25cm de canto de hormigón armado HA-25/B/25/IIa según EHE, Instrucción de Hormigón Estructural, hormigonado como continuidad de la losa de cimentación de los tanques verticales de almacenamiento de combustible y armado con acero B 400 S según la siguiente disposición, que respeta la cuantía de armado de la losa de cimentación mencionada: Armadura en las caras superior e inferior de la losa, manteniendo 5cm de recubrimiento, mediante malla electrosoldada de 1Φ8 cada 20cm. La losa de cimentación se hormigonará sobre una base regular de hormigón de limpieza de 10cm de espesor. En cuanto a longitudes de anclaje y solapo de armaduras, se atenderá a lo dispuesto en cuanto a la cimentación de la losa de los tanques verticales de combustible, con los siguientes valores calculados: Anclaje: 23cm Solapo: 39cm
3.3. JUNTAS DE DILATACIÓN.
Se dispondrán dos juntas de dilatación horizontales de 20mm de abertura que atravesarán ortogonalmente el cubeto en dirección de su dimensión menor en planta según planos, dejando iguales intervalos de distancia entre sí mismas y entre cada junta y los extremos de los laterales mayores del cubeto (es decir, con una separación de 14,2m entre sí) según figura en los planos en cuanto a posición y detalles. Esta junta se constituirá como prolongación horizontal de las juntas verticales descritas en el apartado correspondiente al muro del cubeto.
3.3.1. SELLADO DE LAS JUNTAS. Las juntas de dilatación quedarán selladas para garantizar la estanqueidad del cubeto mediante el empleo de una junta aislante flexible de PVC (material resistente a los combustibles) insertada en el hormigón durante el proceso de hormigonado según detalles de planos.
El hueco de junta se sellará para garantizar la impermeabilidad al agua e hidrocarburos mediante masilla de elasticidad permanente a base de poliuretano monocomponente con resistencia química al ataque de hidrocarburos (tipo Sikaflex Pro 3 WF o similar) que garantice la no penetración de los posibles derrames de agua o combustible a través de las juntas de dilatación del muro del cubeto. La aplicación del producto de sellado se llevará a cabo según las indicaciones del fabricante.
4. CIMENTACIÓN DE LOS TANQUES HORIZONTALES DE COMBUSTIBLE.
En todo lo relativo a la cimentación de los tanques horizontales, se entra a lo dispuesto para la base del cubeto de retención de la instalación: Por tanto, se constituye esta cimentación como una losa de hormigón armado HA-25/B/25/IIa según EHE, Instrucción de Hormigón Estructural, de 25cm de canto con recubrimiento de armaduras de 5cm. En cuanto al armado, se dispone armadura longitudinal en la parte inferior y superior de la losa, con 5 centímetros de recubrimiento, y en dos direcciones ortogonales según planos, materializando el armado mediante malla electrosoldada de 1Φ8 cada 20cm de acero B 400 S.
Como base para esta forma de proceder, se tiene en cuenta que el fabricante de los tanques horizontales cuyo sistema de anclaje y apoyo se ha tenido en cuenta garantiza para dicho sistema el reparto adecuado de cargas sobre la imentación mediante una losa de cimentación de hormigón H-250 de 25cm de canto con armado mediante malla electrosoldada de 1Φ8 cada 20cm en ambas caras superior e inferior de la losa. De esta manera, se comprueba que la resistencia de la losa propuesta en este proyecto es superior a la requerida según el fabricante de los tanques para garantizar la resistencia de la cimentación de los tanques. En caso de utilizar un sistema de apoyo diferente al considerado en este proyecto según el fabricante de los tanques tenidos en cuenta, se comprobará que en cualquier caso el área de los apoyos entre la que se reparte la carga que los tanques transmiten a través de ellos a la cimentación es igual o superior a la que ofrecen los apoyos tenidos en cuenta en este proyecto, que suma un total para cada tanque de 7.500cm2.
5. CIMENTACIÓN DEL MURO PERIMETRAL DEL CUBETO DE RETENCIÓN.
5.1. HIPÓTESIS DE PARTIDA. Para el cálculo de la cimentación del muro perimetral del cubeto se parte de la base de que ya la plataforma del cubeto, dimensionada como se especifica en el correspondiente apartado del cálculo de cimentaciones, supone una cimentación resistente equivalente a la de los tanques verticales de combustible. Por tanto, el cálculo de la cimentación del muro perimetral de cubeto se basa en la comparación de acciones producidas por el muro sobre su cimentación con las producidas por los tanques verticales de combustible sobre la suya, de manera que en caso de comprobarse que la magnitud de las acciones que el muro provoca sobre el cimiento es menor que la de las acciones que los tanques verticales provocan sobre el mismo cimiento, entonces se considerará correcta la extensión de la misma cimentación de tanques y plataforma de cubeto a muro.
5.2. ACCIONES DEL MURO SOBRE LA CIMENTACIÓN. Según el cálculo mecánico del muro de cimentación realizado en el anejo correspondiente y en función de las acciones que el terreno produce sobre el mismo, se tiene que las acciones que el muro causa sobre la cimentación son las correspondientes a: -Peso propio del muro, que tiene la siguiente magnitud en función de un peso específico del hormigón armado de 2,5gr/cm3: 1m de altura * 2.500kg/m3 = 2.500kg/m2 = 0,25kg/cm2 Por comparación, este valor resulta muy inferior a la carga de peso propio que los tanques verticales de combustible transmiten a su cimentación, de valor 0,75kg/cm2. Por tanto, se acepta para la cimentación del muro una cimentación como extensión de la losa de base del cubeto, con las características especificadas en el siguiente epígrafe.
5.3. ESPECIFICACIONES DE LA CIMENTACIÓN. muro:
En base a lo expuesto en el epígrafe anterior, se dispone como cimentación del
Zuncho perimetral entorno a todo el cubeto, centrado horizontalmente con el eje del muro, de sección 25x25cm2, de hormigón HA-25/B/25/IIa según EHE, Instrucción de Hormigón Estructural, hormigonado como continuidad de la losa de cimentación del cubeto de retención y armado con acero B 400 S según la siguiente disposición, que respeta la cuantía de armado de la losa de cimentación mencionada: 1 redondo longitudinal de Φ10 en cada esquina de la sección del zuncho unidos mediante cercos de Φ8 con separción de 20cm, con un recubrimiento de hormigón de 5cm. La losa de cimentación se hormigonará sobre una base regular de hormigón de limpieza de 10cm de espesor.
En cuanto a longitudes de anclaje y solapo de armaduras, se atenderá a lo dispuesto para la armadura del muro perimetral del cubeto, adoptando las mismas magnitudes en los anclajes verticales entre muro y zuncho de cimentación, y de igual forma se atenderá a lo dipuesto en cuanto a longutides de anclaje de la losa de cimentación del cubeto para los anclajes horizontales entre losa de cimentación del cubeto y zuncho de cimentación.
6. GALERÍAS VISITABLES PARA CONDUCCIONES DE COMBUSTIBLE. 6.1. BASES DE DISEÑO. El criterio que se sigue para el diseño estructural de las galerías visitables por las que discurren las conducciones de la red de hidrantes de combustible se basa en las secciones constructivas aconsejadas para superficies de rodadura de aeropuertos por Norman Ashford ( Aeropuertos . Editorial paraninfo, 1.987), basadas en la circular AC 150/5320-5B de julio de 1.970 de la FAA sobre Drenaje de Aeropuertos. Dado que la geometría de las arquetas de drenaje objeto de la fuente referida son en cualquier caso más comprometidas que las que se han diseñado para el tendido de la red de hidrantes de este proyecto, se considera válida la asimilación y por tanto se adopta la configuración especificada en los siguientes epígrafes.
6.2. DISTINCIONES SOBRE TIPOS DE CANALIZACIÓN EMPLEADA. 6.2.1. CANALIZACIONES SEGÚN LAS SOLICITACIONES. Las cargas que ha de soportar estructura de la galería visitable varían fuertemente según las zonas por las que discurre su trazado, que quedan definidas en los planos. Se tienen así: -Zonas en el estacionamiento de aeronaves, sometidas a las grandes cargas de estas. Para este tipo de zona están diseñadas las secciones descritas anteriormente. -Zonas fuera del estacionamiento de aeronaves, sometidas a las cargas de vehículos pesados (camiones cisterna, vehículos de servicio del Parque de Combustibles y/o del Aeropuerto) en el caso más desfavorable. Desde este punto de vista, sería posible diseñar diferentes secciones para un posible ahorro de material. Sin embargo, teniendo en cuenta que en las zonas fuera del aparcamiento de aeronaves las cargas pueden ser considerables (ya que pueden circular, como se ha dicho, vehículos pesados), se opta por mantener la misma sección constructiva. Esta posición se considera afianzada además en el hecho de que las dimensiones de la canalización (que se describirán más adelante) no son, a criterio del proyectista, excesivas sino, por el contrario, muy aceptables desde el punto de vista constructivo. Y se considera que la adopción de diferentes tipologías de zanja en este sentido no haría sino ir en detrimento de la sencillez constructiva y por tanto de la economía de la obra.
6.2.1.1. Tapas y marcos de registro. No obstante a lo especificado en el epígrafe anterior, se opta por instalar, como dispositivos de cubrimiento y aislamiento superficial de las canalizaciones, tapas de registro de diferente resistencia en función de las dos zonas consideradas. Se considera oportuno actuar así por el gran coste diferencial de estos elementos en función de su resistencia estructural admisible. Se emplean para la zona de tránsito de aeronaves tapas y marcos de tipo E-600 según Norma UNE 41-300-87 / EN 124, con carga de rotura de 60tm, por estar
clasificadas como “Zonas especiales de elevadas cargas de rodadura. Zonas portuarias y aeropuertos”. Se emplean para la zona de tránsito de vehículos pesados y para las calles tapas y marcos de tipo D-400 según Norma UNE 41-300-87 / EN 124, con carga de rotura de 40tm, por estar clasificadas como “Zonas de circulación pesada y normal (calles, carreteras, etc.)”. Todos los marcos constarán de junta de polietileno que garantice su perfecto aislamiento ante la entrada de agua. El apoyo del marco para la tapa estará fabricado en forma de “U” de manera que la tapa al apoyar sobre la junta de polietileno produzca además un cierre hidráulico. En cualquier caso, se aceptarán otros sistemas de sellado para las tapas y marcos siempre que garanticen igualmente el cierre ante la entrada de agua desde el exterior.
6.2.2. CANALIZACIONES SEGÚN LAS TUBERÍAS ALOJADAS. Partiendo del Parque de Almacenamiento de Combustibles y yendo hacia la zona de hidrantes, se comienza con una sola canalización para alojar a las tuberías de ambos hidrantes de AVGAS 100LL y JET A-1. Sin embargo, desde la bifurcación de ambas redes (según planos) las canalizaciones albergan una sola línea de tubería. Desde este punto de vista, se podría optar por reducir las dimensiones de las canalizaciones. Sin embargo, se opta por mantenerlas invariables de manera que sea posible realizar las tareas de mantenimiento (o incluso las previas ya de instalación) disponiendo de la holgura suficiente para operar entorno a las líneas de tubería. Por tanto, las dimensiones de las canalizaciones se mantienen invariables (según planos) ya transporten una o dos tuberías.
6.3. DIMENSIONAMIENTO Y ARMADO DE LAS GALERÍAS VISITABLES. Las galerías visitables se llevarán a cabo mediante la ejecución de: Solera y cajeros de hormigón armado HA-25/B/25/IIa según EHE, Instrucción de Hormigón Estructural, y acero B 400 S. Las dimensiones serán de 60cm de anchura libre y 80cm de profundidad libre desde la superficie del firme adyacente a la galería hasta la superficie de la solera. Tanto la solera como los cajeros tendrán un espesor de 20cm, y se constituirán sobre una base de 10cm de hormigón de limpieza. El armado estará constituido por barras corrugadas de Φ20 dobladas en forma de “U” de manera que se ajusten a la línea media de la sección de solera y cajeros, según figura en los planos. Las barras estarán espaciadas 30cm. La pendiente de las galerías coincidirá con la de las plataformas o caminos por los que discurran, según el replanteo que figura en los planos.
6.3.1. JUNTAS DE DILATACIÓN. Se dispondrán juntas de dilatación verticales en los cajeros y horizontales en la solera en el plano perpendicular a la línea longitudinal de las galerías, de 20mm de abertura cada 12m de distancia, según figura en los planos en cuanto a posición y detalles.
6.3.1.1. Sellado de las juntas. Las juntas de dilatación quedarán selladas para garantizar la estanqueidad de las galerias tanto a la penetración de aguas exteriores como a la salida de una posible fuga de combustiblemediante el sellado del hueco de la junta
El hueco de junta se sellará mediante masilla de elasticidad permanente a base de poliuretano monocomponente con resistencia química al ataque de hidrocarburos (tipo Sikaflex Pro 3 WF o similar). La aplicación del producto de sellado se llevará a cabo según las indicaciones del fabricante.
6.4. REGISTROS, ALOJAMIENTOS PARA ELASTICIDADES Y ALOJAMIENTOS PARA HIDRANTES.
Todo lo referido en cuanto a dimensionamiento de secciones resistentes de la canalización y sistemas de cubrimiento de la misma será de aplicación en el caso de pozos de registro y otros ensanchamientos de la línea de canalización, según secciones constructivas y detalles de los planos.
6.5. APOYO DE LAS TUBERÍAS SOBRE LA BASE DE LA SOLERA.
El apoyo y transmisión de la carga de las tuberías sobre la solera de las canalizaciones visitables se llevará a cabo a través de bloques de hormigón armado construidos según detalles de planos. Los bloques se colocarán cada 5m según los cálculos del anejo de cálculo resistente de tuberías y en cualquier caso en los cambios de dirección, a ambos lados de bridas y accesorios, y bajo las “U” materializadas para disipación de efectos de dilatación o contracción térmica sobre la tubería según se muestra en los planos.
6.5.1. DIMENSIONAMIENTO DE LOS BLOQUES DE APOYO. Serán bloques paralelepipédicos con dimensiones 55x20x25cm apoyados sobre una de sus caras de 25cm en la base de la solera, para recibir las tuberías por apoyo sobre los mismos según planos.
Los bloques se construirán en hormigón armado HA-25/B/25/IIa según EHE, Instrucción de Hormigón Estructural, y acero B 400 S. Para el armado, y dado que se trata de elementos estructurales cuya única carga a soportar es el peso de la tubería y por tanto están sometidos unicamente a unas compresiónes reducidas, se considerará una cuantía mínima que respete lo estipulado según EHE para la sección de 20x25cm, del 4 por mil, resultando: 20 * 25 *4 / 1000 = 2cm 2 Por lo que se colocarán 4 redondos de Φ8 en las esquinas de la sección, atados mediante cercos de Φ6 cada 15cm y dejando un recubrimiento de 5cm en todo caso.
7. ZANJAS DE DRENAJE DE HORMIGÓN. 7.1. BASES DE DISEÑO. El criterio que se sigue para el diseño estructural de las zanjas de drenaje de la escorrentía superficial del Parque y de las de cubeto de retención y cargadero de combustible se basa en las secciones constructivas aconsejadas para superficies de rodadura de aeropuertos por Norman Ashford ( Aeropuertos . Editorial paraninfo, 1.987), basadas en la circular AC 150/5320-5B de julio de 1.970 de la FAA sobre Drenaje de Aeropuertos. Dado que la geometría de las arquetas de drenaje objeto de la fuente referida son en cualquier caso más comprometidas que las que se han diseñado para las zanjas de drenaje de este proyecto, se considera válida la asimilación y por tanto se adopta la configuración especificada en los siguientes epígrafes.
7.2.. DIMENSIONAMIENTO Y ARMADO DE LAS ZANJAS. Las zanjas se llevarán a cabo mediante la ejecución de: Solera y cajeros de hormigón armado HA-25/B/25/IIa según EHE, Instrucción de Hormigón Estructural, y acero B 400 S. Las dimensiones serán variables según la zanja en función de lo que se describe en los epígrafes siguientes de este apartado 7.2. y lo reflejado en planos. Tanto la solera como los cajeros tendrán un espesor de 20cm, y se constituirán sobre una base de 10cm de hormigón de limpieza. El armado estará constituido por barras corrugadas de Φ20 dobladas en forma de “U” de manera que se ajusten a la línea media de la sección de solera y cajeros, según figura en los planos. Las barras estarán espaciadas 30cm. Las barras se anclarán 25cm más allá de los extremos de la “U” cuando se constituyan adyacentes a losas de hormigón, según se refleja en los planos. La pendiente de la solera de las zanjas de drenaje será del 1,5% longitudinal hacia sumidero, según detalles de planos.
7.2.1. ZANJA DE DRENAJE DEL CUBETO DE RETENCIÓN. Las dimensiones de la sección serán de 90cm de anchura libre conforme a lo dispuesto en la Norma UNE 23-503-89 y 45cm de profundidad libre en el extremo menos profundo desde la superficie del firme adyacente a la zanja hasta la superficie de la solera de la misma. En el extremo más profundo la zanja tendrá, conforme a la pendiente mencionada en 7.2. del 1,5%, una profundidad de 1m en su caída al sumidero sifónico, según planos. La zanja tendrá una longitud total de 41m.
7.2.1.1. Rejillas y marcos de imbornal corrido.
Se emplean rejillas de imbornal corrido en tramos de 110cm de ancho de marco por 100cm de longitud de marco según planos, de fundición dúctil y tipo C-250 según Norma UNE 41-300-87 / EN 124, con carga de rotura de 25tm, por no estar clasificado el cubeto como “Zona de circulación pesada y normal (calles, carreteras, etc.)” y no requerir por tanto el tipo D-400.
7.2.1.2. Juntas de dilatación. Se atenderá a lo dispuesto en 6.3.1. en cuanto a juntas de dilatación y se materializarán en la zanja de drenaje como continuidad de las de la losa de cimentación de la base del cubeto, con idénticas consideraciones en cuanto a configuración y sellado.
7.2.2. ZANJA DE DRENAJE DEL CARGADERO DE COMBUSTIBLE. Las dimensiones de la sección serán de 40cm de anchura libre y 20cm de profundidad libre en el extremo menos profundo desde la superficie del firme adyacente a la zanja hasta la superficie de la solera de la misma. En el extremo más profundo la zanja tendrá, conforme a la pendiente mencionada en 7.2. del 1,5%, una profundidad de 60cm en su caída al sumidero sifónico, según planos. La zanja tendrá una longitud total de 27m en tres tramos de 6m, 15m y 6m consecutivamente según planos.
7.2.2.1. Rejillas y marcos de imbornal corrido. Se emplean rejillas de imbornal corrido en tramos de 60cm de ancho de marco por 100cm de longitud de marco según planos, de fundición dúctil y tipo D-400 según Norma UNE 41-300-87 / EN 124, con carga de rotura de 40tm, por estar clasificado el cargadero de combustible como “Zona de circulación pesada y normal (calles, carreteras, etc.)”.
7.2.3. ZANJA DE DRENAJE DE LOS ACCESOS AL PARQUE. Las dimensiones de la sección serán de 40cm de anchura libre y 20cm de profundidad libre en el extremo menos profundo desde la superficie del firme adyacente a la zanja hasta la superficie de la solera de la misma. En el centro longitudinal (parte más profunda la zanja) se tendrá, conforme a una pendiente del 2% (que queda por encima de la mínima exigible según 2.2 del 1,5%), una profundidad de 25cm en su caída al sumidero sifónico, según planos. La zanja tendrá una longitud total de 5m según planos y abarcará todo lo ancho de cada acceso rodado al Parque.
7.2.3.1. Rejillas y marcos de imbornal corrido. Se emplean rejillas de imbornal corrido en tramos de 60cm de ancho de marco por 100cm de longitud de marco según planos, de fundición dúctil y tipo D-400 según
Norma UNE 41-300-87 / EN 124, con carga de rotura de 40tm, por estar clasificados los accesos al Parque como “Zona de circulación pesada y normal (calles, carreteras, etc.)”.
8. CIMENTACIÓN DEL VALLADO PERIMETRAL DEL PARQUE. 8.1. CIMENTACIÓN DEL MURO. 8.1.1. CARGAS QUE INTERVIENEN. La carga gravitatoria del murete perimetral de 65cm de altura de bloque de hormigón de 20x20x40cm con tapa vierteaguas (según planos) es de: -Peso de la obra de fábrica de bloque de hormigón de 60cm de altura para 1m lineal de murete (en función de Norma MV-101, Acciones en la edificación ): 1.600kg/m 3 * 0,2m * 0,65m * 1ml = 208kg/ml
8.1.2. DIMENSIONAMIENTO DE LA ZAPATA CORRIDA DE CIMENTACIÓN. Por comparación con el orden de magnitud de cargas que intervienen en el caso del muro del cubeto de retención y de la cimentación dispuesta para este, y teniendo en cuenta que la cimentación de la valla no se encuentra a tanta profundidad como la del cubeto y por tanto la capacidad portante del terreno puede ser inferior, se opta por disponer la siguiente cimentación: Zapata corrida de hormigón armado centrado horizontalmente con el eje del muro, de sección 30x30cm2, de hormigón HA-25/B/25/IIa según EHE, Instrucción de Hormigón Estructural, y armado con acero B 400 S según la siguiente disposición: 1 redondo longitudinal de Φ12 en cada esquina de la sección de la zapata unidos mediante cercos de Φ8 con separción de 20cm, con un recubrimiento de hormigón de 5cm. La zapata corrida de cimentación se hormigonará sobre una base regular de hormigón de limpieza de 10cm de espesor. En cuanto a longitudes de anclaje y solapo de armaduras, se atenderá a lo dispuesto para la armadura del zuncho de cimentación del muro perimetral del cubeto.
8.2. CIMENTACIÓN DE LA VALLA METÁLICA. 8.2.1. CARGAS QUE INTERVIENEN. La carga gravitatoria de la valla de pletina de 60mm (según planos) es de: -Peso de la valla metálica de pletina de 60mm de anchura y 4mm de espesor por metro lineal de valla (para una densidad del acero de 7.800kg/m3): Pletinas horizontales entre pletinas verticales: 1ml * 0,06m * 0,004m * 7.800kg/m3 * 4 pletinas = 1,9kg/ml
Pletinas verticales de 1,9m:
1ml * 0,06m * 0,004m * 1,9m * (100cm/14cm pletinas por metro lineal) * 7.800kg/m3 = 25,4kg/ml
Que suman un total de 27,3kg/ml de valla de pletinas de 60mm
La carga gravitatoria de cada perfil HEB-100 sobre su cimentación es de (según Prontuario de Estructuras Metálicas del CEDEX y por la geometría detallada en los planos): 20,4kg/m * 2,65m = 54,1kg
La carga gravitatoria de cada perfil HEB-220 sobre su cimentación es de (según Prontuario de Estructuras Metálicas del CEDEX y por la geometría detallada en los planos): 71,5kg/m * 2,65m = 189,5kg
Por tanto, para el caso de la cimentación de los apoyos de HEB-100 intermedios de la valla, se tienen, para cada apoyo, 27,3kg/ml * 5m + 54,1kg = 191kg Y para el caso de la cimentación de los apoyos de HEB-220 de las puertas de entrada, se tienen, para cada apoyo, 27,3kg/ml * 5m + 189,5kg = 326kg
8.2.2. DIMENSIONAMIENTO DE LAS ZAPATAS DE CIMENTACIÓN. Por comparación con el orden de magnitud de cargas que intervienen en el caso de las zapatas de cimentación de las columnas de alumbrado del Parque, se opta por disponer la siguiente cimentación:
8.2.2.1. Zapata de cimentación de los apoyos HEB-100. Zapata de hormigón armado dispuesta conforme a planos, de sección 60x60cm2 y profundidad 80cm, de hormigón H-250. La zapata de cimentación se hormigonará sobre una base regular de hormigón de limpieza de 10cm de espesor.
8.2.2.2. Zapata de cimentación de los apoyos HEB-220. Zapata de hormigón armado dispuesta conforme a planos, de sección 80x80cm2 y profundidad 100cm, de hormigón H-250. La zapata de cimentación se hormigonará sobre una base regular de hormigón de limpieza de 10cm de espesor.
9. CIMENTACIÓN DE LAS COLUMNAS DE ALUMBRADO EXTERIOR DEL PARQUE. 9.1. TIPOLOGÍA DE CIMENTACIÓN. La cimentación de las columnas de alumbrado exterior del Parque de almacenamiento de Combustibles se ejecutará mediante pozos con excavación de 80x80x100cm3 con relleno de hormigón en masa de 80x80x80cm 3. En el seno del hormigón quedarán introducidos los pernos a los que posteriormente se anclará la columna de apoyo de la luminaria. Las dimensiones de la zapata se adoptan de esta forma por ser las aconsejadas por la experiencia, y no obstante, se procede a la comprobación de su estabilidad en los epígrafes 9.2 y 9.3.
9.2. CARGAS ACTUANTES. Para dimensionar la cimentación, se tiene en cuenta el peso propio del conjunto de columna y luminaria, así como la fuerza horizontal debida a la acción del viento. Peso propio: Peso de la luminaria: 15kg Peso de la columna de 9m: 170kg Peso Total: 185kg
Fuerzas horizontales : La acción del viento, de acuerdo con la MIE BT 003 supone una presión de 70kg/m y 100 kg/m2 para columna y luminaria respectivamente, lo que significa, siendo el área expuesta al viento de la luminaria de aproximadamente 0,15m2 y el área expuesta al viento de la columna de 1,5m2: 2
Luminaria: 0,15 x 100 = 15kg Columna: 1,5 x 70 = 105kg Total: 120kg
9.3. ZAPATAS: CÁLCULO GEOTÉCNICO DE LA CIMENTACIÓN. Se calcula la presión de hundimiento según Terzaghi, para zapatas cuadrangulares, en función de: qh = 1,2 cNc + q Nq + 0,3 Bγ Nγ donde los símbolos representan los mismos parámetros que en el cálculo de la cimentación de los tanques verticales de combustible, epígrafe 1.2. Teniendo en cuenta los coeficientes correctores propuestos por Meyerhoff para un ángulo de inclinación de la resultante sobre la zapata de α = arc tg H/V siendo H el esfuerzo horizontal y V el vertical, dados por ic = iq = (1-αº/90º)2 iγ = (1-αº/φ)2 Los parámetros geotécnicos necesarios para el cálculo se obtienen según el anejo de geotecnia y resultan ser de: -γ = peso específico. El peso específico según las calicatas en la zona, para 1m de profundidad, es de γ = 1,77gr/cm3 -Φ = ángulo de rozamiento interno. Se halla en función de los datos disponibles sobre ensayo de penetración estándar (S.P.T.). Se considera el dato de SPT a la profundidad de la capa de arcillas marrones firmes: S.P.T. = 8 Así pues, según la relación gráfica empírica entre el valor del S.P.T. y el ángulo de rozamiento interno de los suelos, para un S.P.T. 8 de se tendría un Φ = 28,5º -c = cohesión del terreno. Se considera un valor de referencia para los suelos cohesivos de c = 0,2kg/cm2 En función de estos coeficientes, y según los valores tomados de Rodriguez Ortiz de Nc=26,83 Nq=15,58 Nγ=18,03 resulta: α = arc tg 120/185 = 33º ic = iq = (1-33º/90º) 2 = 0,4 iγ = (1-33º/28,5º) 2 = 0,025
qh = 1,2 *0,2 * 26,83 * 0,4 + 0,18 * 15,58 * 0,4 + 0,3 * 80 * 0,0018 * 18,03 * 0,025 = 3,7Kp/cm 2 Con lo que la carga ejercida por las acciones verticales (185kg/(80*80)cm 2~0,03kp/cm 2) queda muy por debajo de los 2/3 de la carga de hundimiento admisible, resultando por tanto sobrado el coeficiente de seguridad.
10. CIMENTACIÓN DE LA ESTRUCTURA METÁLICA DE LA MARQUESINA DEL CARGADERO DE COMBUSTIBLES. 10.1. BASE DEL CÁLCULO. La cimentación de las columnas inclinadas de la marquesina del cargadero de combustible del Parque de Almacenamiento de Combustibles se ejecutará mediante pozos con excavación de 130cm de profundidad con relleno de hormigón armado. En el seno del hormigón quedarán introducidos los pernos a los que posteriormente se anclará la columna de apoyo de la luminaria, según planos. Para determinar las dimensiones en planta necesarias para las zapatas, se considerará que son zapatas rectangulares con la dimensión mayor en la misma dirección que los voladizos de la marquesina, y se considerará que la anchura es igual a las tres cuartas partes de la longitud, de manera que se obtendrán de esta forma las medidas mínimas requeridas para la seguridad de la cimentación.
10.2. DETERMINACIÓN DE LAS CARGAS. Para dimensionar la cimentación, se tienen en cuenta las reacciones que la estructura produce sobre su base, que se han hallado en el anejo correspondiente al cálculo de la estructura metálica de la marquesina y que son las debidas al peso propio y a las acciones de nieve y viento, resultando las leyes de esfuerzos que se exponen en el citado anejo. Carga vertical: Se considera una carga vertical centrada de 8.555kg según la ley de axiles de las referidas.
Carga horizontal: La acción del viento produce una carga horizontal, según el anejo referido, de 8,7kg/m * 5,5m = 48kg Momento flector: Sobre la base de la estructura se tiene un momento flector de 16.980kg*m. Este flector, considerando la separación entre ejes de pernos de anclaje de la estructura de 55cm, se puede expresar como resultado de una carga vertical aplicada con un brazo respecto al centro igual a la mitad de la distancia entre ejes referida, resultando: 16.980kg*m / 0,55m/2 = 61.745kg Si se considera esta carga junto con la vertical calculada antes, se tiene una sola carga vertical suma de ambas (70.300kg) con el siguiente brazo al centro de la cimentación (por cálculo de momentos): (61.745kg*0,275m + 8.555kg*0m) / (61.745kg+8.555kg) = 0,24m
Así pues, como resumen de cargas y llamando H a la carga horizontal y V a la carga vertical, se tienen: H = 48kg V = 70.300kg con excentricidad de 24cm
10.3. CÁLCULO DE LAS ZAPATAS. Se calcula la presión de hundimiento según Terzaghi, para zapatas rectangulares, en función de: qh = (1 + B/L’ * Nq /Nc) * cNc + (1+B/L’ * tgφ) * qN q + 0,5 * (1-0,4B/L’ * Bγ N γ) donde los símbolos representan los mismos parámetros que en el cálculo de la cimentación de los tanques verticales de combustible, epígrafe 1.2., y L’ representa la dimensión efectiva del largo de la zapata, que debido a la excentricidad de la carga toma un valor de: L’ = L –2*eL Sienso L el largo de la zapata y e L la excentricidad. Se han de tener en cuenta los coeficientes correctores propuestos por Meyerhoff para un ángulo de inclinación de la resultante sobre la zapata de α = arc tg H/V siendo H el esfuerzo horizontal y V el vertical indicados en 10.2., dados por ic = iq = (1-αº/90º)2 iγ = (1-αº/φ)2 Los parámetros geotécnicos necesarios para el cálculo se obtienen según el anejo de geotecnia y resultan ser de: -γ = peso específico. El peso específico según las calicatas en la zona, para entorno a 1m de profundidad, es de γ = 1,77gr/cm3 -Φ = ángulo de rozamiento interno. Se halla en función de los datos disponibles sobre ensayo de penetración estándar (S.P.T.). Se considera el dato de SPT a la profundidad de la capa de arcillas marrones firmes: S.P.T. = 8
Así pues, según la relación gráfica empírica entre el valor del S.P.T. y el ángulo de rozamiento interno de los suelos, para un S.P.T. 8 de se tendría un Φ = 28,5º -c = cohesión del terreno. Se considera un valor de referencia para los suelos cohesivos de c = 0,2kg/cm2 En función de estos coeficientes, y según los valores tomados de Rodriguez Ortiz de Nc=26,83 Nq=15,58 Nγ=18,03 resulta: α = arc tg 48/70.300 = 0,039º ic = iq = (1-0,039º/90º) 2 = ~1 iγ = (1-0,039º/28,5º) 2 = ~1 (que, como cabía esperar, muestran que la carga horizontal apenas influye en el cálculo dadas su reducida magnitud frente a la vertical) qh = (1+0,75L/(L-48)*15,58/26,83)*0,2*26,83 + (1+0,75L/(L-48)*tan28,5º)* 0,23 * 15,58 + 0,5*(1-0,4*0,75L/(L-48)*0,75L*0,0018*18,03 Teniendo en cuenta que la carga ejercida por las acciones verticales supone una presión de 70.300kg/(B*L ’ ) = 70.300kg/(0,75L*(L-48)) = 93.733/(L 2-48L) Y que este valor debe ser no mayor que 2/3 de la carga de hundimiento, de tiene una dimensión L mínima de zapata dada por 93.733/L = 2/3 * (-429,6+12,2L+ 0,008L 2) de donde 0,008L3+12,2L2 -429,6L-140.560 = 0 y por tanto L = 120,9cm B = 0,75*L = 90,7cm Y por tanto se toma elige una longitud de zapatas de 130cm y una anchura de zapatas de 100cm.
10.4. ARMADO. Se considera una zapata de hormigón armado HA-25/B/25/IIa según EHE, Instrucción de Hormigón Estructural, de 130cm de canto con recubrimiento de armaduras de 5cm. La armadura será de acero B 400 S.
10.4.1. FLEXIÓN. Cuantía geométrica mínima: Dos por mil del área de la sección, que para 1,3m de fondo resulta ser: -Sección longitudinal: 130cm*130cm*2/1000 = 33,8cm 2 -Sección transversal: 130cm*100cm*2/1000 = 26cm 2 Estas áreas permiten absorber, por tracción de la cara inferior, un momento flector de cálculo de: -Sección longitudinal: Md = As*0,9*d*f yd /Υ s = 33,8*0,9*125*4100E4/1,15 = 1,35E11kg*m -Sección transversal: Md = As*0,9*d*f yd /Υ s = 26*0,9*125*4100E4/1,15 = 1,03E11kg*m Donde: Md = momento de cálculo, según valores obtenidos en 10.2. As = Área de armadura de tracción necesaria. D = canto útil de la sección. f yd = tensión de cálculo del acero. Υ s = coeficiente de minoración del acero, de valor 1,15 en situación permanente o transitoria, y 1,0 en situación accidental. Con lo cual queda absorbido ya con estas cuantías mínimas todo flector inferior a este valor, según lo definido en 10.2. Por tanto: se dispone armadura longitudinal en la parte inferior de la zapata, con 5 centímetros de recubrimiento, y en dos direcciones ortogonales según planos, materializando el armado mediante: -Sección longitudinal: 1Φ25 cada 20cm (con lo que se cumplen los 33,8cm 2 para la zapata).
