Claculo estanque de acero (normas chilenas)

ANEXO 1e MEMORIA DE CÁLCULO DISEÑO DE ESTANQUES DE ÁCIDO SULFÚRICO ADENDA Nº 1 DECLARACIÓN DE IMPACTO AMBIENTAL PROYECTO AMPLIACIÓN PRODUCTIVA PLANTA DE PROCESAMIENTO DE MOLIBDENO EN MEJILLONES Región de Antofagasta

30 de Octubre 2009

RC 1400-ADA Complejo Industrial Molynor

RCP INGENIERIA Y SERVICIOS LTDA.

MEMORIA DE CÁLCULO

CLIENTE

: MOLYNOR S. A.

PROYECTO

: COMPLEJO INDUSTRIAL MOLYNOR

OBRA

: ALMACENAMIENTO Y DESPACHO DE ÁCIDO SULFÚRICO

ÁREA 000

: 000

UBICACIÓN

: MEJILLONES-ANTOFAGASTA-CHILE MEJILLONES-ANTOFAGASTA-CHILE

RODRIGO CONCHA P. INGENIERO CIVIL UCH

DOCUMENTO : (RC 1400-ADA) PM 2008-05 MC-001-0

REVISIONES 0

08.09.09

Emitido para Construcción

A.C.F.

R.C.P.

B

03.09.09

Emitido para Aprobación

A.C.F.

R.C.P.

A

12.03.08

Emitido para Información

A.C.F.

R.C.P.

Rev. Rev. Fecha Fecha

Detall Detalle e

Calculó Calculó Firma Firma Aprobó Aprobó Firma Firma

EDUARDO CASTILLO VELASCO Nº2819 ÑUÑOA-SANTIAGO FONO :209 4238 – 2257714 FAX : 2698835 Email: [email protected]



ÍNDICE GENERAL Pág. I

NORMAS DE DISEÑO

3

II

BASES DE DISEÑO 1. CARACTERÍSTICAS DEL ESTANQUE 2. SOLICITACIONES 3. COMBINACIONES DE CARGA 4. SELLO DE FUNDACIÓN

3

III

IV

3 3 6 6

DISEÑO DEL ESTANQUE 1. DETERMINACIÓN GEOMÉTRICA DEL ESTANQUE 2. DISEÑO DEL MANTO DEL ESTANQUE 3. DISEÑO DEL ESPESOR DE PLANCHA DE FONDO 4. CÁLCULO DEL ESPESPOR DE LA PLANCHA ANULAR 5. DISEÑO DE ATIESADORES SUPERIOR E INTERMEDIOS 6. DISEÑO DEL TECHO 7. DISEÑO SÍSMICO DEL ESTANQUE 8. DISEÑO POR VIENTO DEL ESTANQUE 9. DISEÑO DE LOS ANCLAJES 10. DISEÑO DE ANILLO DE ANCLAJE Y LLAVES DE CORTE 11. DISEÑO DE ESTRUCTURA DE ACCESO Y SUPERIOR DISEÑO DE OBRAS CIVILES 1. DISEÑO DE FUNDACIÓN ESTANQUE

7 7 8 9 9 10 12 15 23 25 27 31 34 35

Página 2 de 38 (RC 1400-ADA) PM 2008-26 MC-001-0



I. NORMAS DE DISEÑO Todos los diseños y detalles se harán en conformidad con las normas y códigos que se listan a continuación. 1.1

“Código de Diseño de Hormigón Armado”, basado en el ACI 318-2002.

1.2

American Iron and Steel Institute, AISI “Specification for the Design of Cold Formed Steel Structural Members”.

1.3

Manual of Steel Construction Allowable Stress Design, American Institute of Steel Construction Inc., 9ª Edition.

1.4

NACE STANDARD SP0294-2006, ”Design, Fabrication and Inspection of Storage Tank System for Concentrate Fresh and Process Sulfuric Acid and Oleum Ambient Temperatures”.

1.5

API STANDAR 650, Tenth Edition, Nov. 1998, Adendum 1, Jan. 2000, Adendum 2, Nov. 2001

II. BASES DE DISEÑO 1.

2.

CARACTERISTICAS DEL ESTAMQUE Contenido

: Acido Sulfúrico

Densidad

: 1.90 Tf/m3

Capacidad

: 632 m3

Sobre-espesor por corrosión

: 3.2

Eficiencia de la Soldadura

: 0.85

mm (NACE 2.7.1)

SOLICITACIONES 2.1

Peso Propio Plataformas Estructura

:

40.0 kgf/m2

Plancha de Piso

:

50.0 kgf/m2

Colaterales (Ductos)

:

10.0 kgf/m 2

PPplat. :

100.0 kgf/m2 Página 3 de 38 (RC 1400-ADA) PM 2008-26 MC-001-0


2.2

2.3


Peso Propio Cubierta Estructura

:

20.0 kgf/m2

Plancha de Piso

:

50.0 kgf/m2

PPcub. :

70.0 kgf/m2

Sobrecarga (SC) De acuerdo a Criterios de Diseño RC 1400 CD-001 / REV. 0, la sobrecarga para plataformas de inspección es: SCPLAT = 150 kgf/m2 Para la cubierta, la sobrecarga de diseño corresponde a la dada por la norma chilena NCh 1537 of 86, la que estipula una sobrecarga base de: SC

= 100 kgf/m2

Esta sobrecarga podrá ser reducida por área tributaria y por pendiente según: SCt

= CA Cα 100

≥ 30 kgf/m2

Donde: CA

: Factor de reducción por área tributaria.

CA

= 1.0

Para A ≤ 20 m2

CA

= 1.0 – 0.008A

Para 20 ≤ A ≤ 50 m2

CA

= 0.6

Para A ≥ 50 m2

Cα

Factor de reducción por pendiente

Cα

= 1.0 – 2.33 tg α

tgα ≤ 0.30 Página 4 de 38 (RC 1400-ADA) PM 2008-26 MC-001-0


2.4


Viento, V: Según la Norma Chilena NCh 432 Of.71 y a lo indicado en los Criterios de Diseño RC 1400-CD-001 / REV. 0, para estructuras ubicadas campo abierto o en sitios asimilables a estas condiciones, la distribución de presión básica en altura, está dada por:

Altura (m) 0 4 7 10 15

2.5

Presión Básica (kgf/m2) 70 70 95 106 118

Sismo, S: Según la Norma Chilena NCh 2369 Of 2003 y a lo indicado en los Criterios de Diseño RC 1400-CD-001 / REV. 0, las solicitaciones sísmicas están dadas por los siguientes parámetros: Corte basal:

Qo = C I P

Donde: C : coeficiente sísmico, calculado de la siguiente forma:

C =

2.75 Ao gR

⎛ T ' ⎞ ⎜ ⎟ ⎝ T * ⎠

n

⎛ 0.05 ⎞ ⎟⎟ ⋅ ⎜⎜ ⎝ ξ ⎠

0.4

Para zona sísmica 3

→

Ao = 0.40 g

Tipo de suelo II

→

n =1.33 ; T´= 0.35 seg.



Modos

R

ξ

Modo Impulsivo

4

0.02

Modo Convectivo

4

0.005


T*: período del modo con mayor masa traslacional equivalente en la dirección del análisis. I : Coeficiente de Importancia I

= 1.2; Edificio categoría C1.

P : Peso total del edificio sobre el nivel basal.

3.

Para el Modo Impulsivo

C = Cmax = 0.32

Para el Modo Convectivo

C ≥ 0.10 Ao / g

COMBINACIONES DE CARGA 3.1

Para diseño por método de tensiones admisibles i)

PP + SC

ii)

PP + 0.5SC ± Sismo Horizontal ± Sismo Vertical

iii) PP ± Sismo Horizontal ± Sismo Vertical

3.2

Para diseño por método de cargas últimas: i) ii)

1.4PP + 1.7SC 1.2PP + 0.5SC ± 1.4Sismo Horizontal ± 1.4Sismo Vertical

iii) 0.9PP ± 1.4Sismo Horizontal ± 1.4Sismo Vertical

4.

SELLO DE FUNDACIÓN De

acuerdo al Estudio de Mecánica de Suelos elaborado por Ruz & Vukasovic Ingenieros

Asociados Ltda., las capacidades admisibles del suelo son:

σEstática

=

2.5 kgf/m2

σDinámica

=

3.5 kgf/m2 Página 6 de 38 (RC 1400-ADA) PM 2008-26 MC-001-0



Estas capacidades de soporte del sello de fundación corresponden al horizonte U2, definido como “arena, estrato de color café claro a gris, de compacidad media a alta, aumentado con la profundidad. Suelo natural, no cementado, de humedad baja “.

III

DISEÑO DEL ESTANQUE

1.

DETERMINACIÓN GEOMÉTRICA DEL ESTANQUE Sea diámetro del estanque:

D = 10.5 m.

Altura de Llenado H 1 = V / ( π D2 / 4)

V = 600 m3

= 6.93 m

1.1

Determinación de la altura total del Estanque Para determinar la altura total del estanque, se calcula la revancha o altura de ola sísmica según el código ASCE. f = 0.837 RE (A1 / g) R

RE = 5.25 m

(Radio del Estanque)

A1 =Aceleración Espectral para modo convectivo

A1

=

n ⎤ ⎡ 0.05 ⎤ ⎢⎣ T * ⎥⎦ ⎢ ξ ⎥ ⎣ ⎦

2.75 Ao I ⎡ T ' R

Donde Ao = 0.4 g

0.4

Zona sísmica 3

Ι = 1.20

Factor de importancia

R =4

Estanques de acero de eje vertical con manto continuo hasta el suelo.

T’ = 0.35 seg Suelo Tipo ΙΙ T* = 3.46 seg Página 7 de 38 (RC 1400-ADA) PM 2008-26 MC-001-0



ξ = 0.005 n = 1.33

⇒ ∴

A1 = 0.0394 g

f máx = 0.837 x 5.25 x 0.0394 x 4.0 = 0.693 m.

USAR

2.

Suelo Tipo ΙΙ

Considerar una revancha de 0.570 mm.

Diámetro de Estanque Altura Total de Estanque Altura de Llenado Estanque

D = 10.50 m (34.45 ft) H 1 = 7.50 m (24.61 ft) H = 6.93 m (22.74 ft)

DISEÑO DEL MANTO DEL ESTANQUE Sean 3 tramos de 8 pies (2.44 m) más un tramo de 0.61 pies (0.186 m) Los espesores del manto se diseñarán a partir del método, “1 foot Method”. Parámetros de diseño D = 34.45 (ft)

: Diámetro del estanque (10.5 m)

H = 24.61 (ft)

: Altura de llenado del estanque prueba hidrostática (7.70 m)

G = 1.90

: Densidad especifica del contenido

G1=1.00

: Densidad específica para prueba hidrostática

CA= 0.126 (in)

: Sobre-espesor por corrosión (3.2 mm)

Sd = 23200 (psi)

: Tensión de diseño ASTM A36

St = 24900 (psi)

: Tensión prueba hidrostática ASTM A36

E = 0.85

: Factor de eficiencia de la soldadura, sin inspección

td =

2.6D(H − 1)G + CA SdE

Espesor de diseño 1 foot Method Página 8 de 38 (RC 1400-ADA) PM 2008-26 MC-001-0



tt =

2.6D(H − 1)G1 S tE

Tramo 1 2 3

H (ft) 24.61 16.61 8.61

Espesor de prueba hidrostática 1 foot Method

td (in) 0.330 0.261 0.192

tt (mm) 0.838 0.662 0.487

(in) 0.100 0.066 0.032

Nota: Por ser D < 50 ft ⇒ tmín = 3/16 (in) = 5.0 (mm)

tdis (mm) 0.254 0.168 0.082

(in) 0.330 0.261 0.192

(mm) 0.838 0.662 0.487

(API 3.6.1.1)

tmax = 0.838 mm, sea t = 0.8 mmm => t max /t = 0.838 / 0.800 = 1.05

Bº

USAR: Tramo 1 2 3 4

3.

Espesor mm 8 6 6 6

DISEÑO DEL ESPESOR DE PLANCHA DE FONDO De acuerdo con API 650, acápite 3.4.1, todas las planchas de fondo deben tener un espesor de ¼” (6.0 mm) excluido el espesor por corrosión (Sobre-espesor API CA1 = 2.0 mm), . T = 6.0 + CA1

Esto dado que la mayor corrosión se produce en la interfase líquido-

= 8.0 mm

aire, por dilución del ácido que se ubica en la parte alta del estanque.

USAR EN PLANCHA DE FONDO PL8.

4.

CÁLCULO DEL ESPESOR DE LA PLANCHA ANULAR La tabla 3-1, del código API 650, establece que el espesor mínimo de la plancha anular de fondo como función de la tensión en el manto inferior debido a la prueba hidrostática y su espesor, se usará G =1.9 dado que es mayor que la densidad específica del agua. Página 9 de 38 (RC 1400-ADA) PM 2008-26 MC-001-0



Tensión debido a la prueba hidrostática en el manto inferior

F=

2.6D (H − 1)G t

=

D = 34.45 ft

12756 psi

H = 24.61 ft G1= 1.9 t = 0.315 in

⇒

t < 0.75

⇒

taf =¼ in

Además, por requerimientos del proceso de soldadura, punto 3.1.5.7, del Código API, en el encuentro del manto inferior con la plancha anular, se debe cumplir que: Si

0.1875 < t ≤

0.75

⇒

Filete mínimo de soldadura ¼ in (6.0 mm)

Siendo t el espesor del manto inferior, el espesor de la plancha anular de fondo debe ser mayor o igual al filete de soldadura.

USAR EN PLANCHA ANULAR PL 12. 5.

DISEÑO DE ATIESADORES SUPERIOR E INTERMEDIOS La velocidad de viento de diseño es 87.5 mph (140 km/hr, correspondiente a una presión básica de 95 kgf/m2) menor que 100 mph, por lo cual las expresiones de cálculo deben corregirse por el factor (87.5/100)2 = 0.77

5.1

Diseño del Atiesador Superior Según 3.1.5.9 letra e del código API 650, para estanques con diámetro menor a 11 m y techos soportados se debe disponer un ángulo superior no inferior a L 51 x 51 x 4.8.

USAR L 100x100x8

Laminado L 10x12.2

(A = 15.5 cm 2)




5.2 Diseño de Atiesadores Intermedios Determinación de la altura máxima no atiesada del manto (3.9.7.1 API 650) ⎡t⎤ Ht = 600000t ⎢ ⎥ ⎣D ⎦

3/2

t = 6 mm

espesor del manto superior

= 0.236 in D = 34.45 ft Diámetro del estanque

= 600000 x 0.236⎡⎢ 0.236 ⎤⎥ ⎣ 34.45 ⎦ ⇒

Ht = 80.3 ft

3/2

HtDIS

= 80.3 / 0.77 = 104 ft = 31.7 m

Para no requerir atiesadores intermedios, la altura traspuesta del manto debe ser inferior a la altura máxima no atiesada del manto La altura traspuesta del manto, se calcula como la sumatoria de los anchos traspuestos de cada tramo del manto (w tri) (3.9.7.2 del código API 650).

wtri

⎡ t ⎤ = wi ⎢ sup ⎥ ⎣ t i ⎦

5 / 2

Donde: wtri

=

wi

Ancho traspuesto de tramo i =

Ancho real del tramo i

tsup

=

Espesor del tramo superior

ti

=

Espesor del tramo i

Como la altura traspuesta es siempre menor que la altura total del estanque y la altura total del estanque es de 7.50 m, menor que la altura máxima no atiesada del manto, no se requiere de atiesadores intermedios. Página 11 de 38 (RC 1400-ADA) PM 2008-26 MC-001-0


6.


DISEÑO DEL TECHO El diseño del techo se realiza según lo especificado en los puntos 3.10.2 al 3.10.4 del código API 650. La estructura de techo se define como un techo cónico soportado con pendiente del 26.8% ( θ =15º).

• Solicitaciones Peso propio :

Sobrecarga de Uso:

Estructura

: 20 kgf/m2

Plancha de Techo

: 50 kgf/m2

PP

: 70 kgf/m2

SC

: 122 kgf/m2

(Plancha e = 6 mm)

(25 lb/ft2 3.10.2.1 API)

• Modelo Estructural El modelo de diseño del techo consiste en una estructura cónica apoyada en el manto del estanque, esta estructura está conformada por costaneras radiales y 3 anillos concéntricos de vigas maestras, los que forman polígonos de caras iguales.

6.1

Determinación de Cargas de Diseño Se tienen 3 tramos de carga sobre las costaneras, siendo el primero el más extremo y el tercero el más interior, de esta forma las cargas de diseño son: B1

: Ancho tributario mayor

B2

: Ancho tributario menor

qPP

: Carga por peso propio

qSC

: Carga por sobrecarga (qSC = 122 kgf/m2)

(qPP = 70 kgf/m2)




Tramo 1 2 3

B1 [m] 1.650 1.210 1.540

B2 [m] 1.210 0.770 0.315

q1PP [tf/m] 0.116 0.085 0.108

q2PP [tf/m] 0.085 0.054 0.022

6.2

Diseño de Estructura de Cubierta

•

Diseño de Vigas VT Radiales

q1SC [tf/m] 0.201 0.148 0.188

q2SC [tf/m] 0.148 0.094 0.038

P = 3.990 Tf V = 0.410 Tf M = 0.320 Tf Sea I 20x12.3 (I200x100x4x4) kly = klx = klm =

Pa = Pa = Ma = Va = P / Pa = 3.99 / 14.9 = 0.27 > 0.15

•

2.00 4.95 2.00

[m] => [m] => [m] =>

14.9 Tf 19.1 Tf 1.44 Tf·m 8.29 Tf ⇒

Pao = Pex’ = I1 = I2 =

24.00 Tf 44.30 Tf

0.39 0.51

< 1.0 < 1.0

Pao = Pex’ =

4.66 19.1

0.84 0.93

< 1.0 < 1.0

Bº Bº

Diseño de Vigas VT1 Radiales P = 0.640 Tf V = 0.320 Tf M = 0.170 Tf Sea C 15x3.82 (C150x50x2) kly = klx = klm =

1.50 3.00 1.50

[m] => [m] => [m] =>

Pa = 3.27 Tf Pa = 4.22 Tf Ma = 0.241 Tf·m Va = 2.65 Tf

P/ Pa = 0.64 / 3.27 = 0.20 > 0.15

•

⇒

I1 = I2 =

Tf Tf

Bº Bº

Diseño de Vigas VT1 de Anillos Concéntricos P = 3.170 Tf V = 0.130 Tf MX = 0.100 Tf m MY = 0.100 Tf m Página 13 de 38 (RC 1400-ADA) PM 2008-26 MC-001-0



Sea C 15x5.66 (C150x50x3) kly = klx = klm =

1.20 2.40 1.20

[m] => [m] => [m] =>

Pa = 7.26 Tf Pa = 8.75 Tf Max = 0.443 Tf·m May = 0.065 Tf m Va = 4.47 Tf

P/ Pa = 3.17 / 7.26 = 0.44 > 0.15

•

Pao = Pex’ = Pey’ =

9.41 43.6 12.0

0.72 0.89

< 1.0 < 1.0

⇒

I1 = I2 =

Tf > Tf >

1.65 Tf 1.65 Tf

Tf Tf Tf

Bº Bº

Diseño de Anillo Central P=

1.65

Tf

Sea I 20x12.3 (I200x100x4x4) kly = 0.314 [m] => klx = 3.14 [m] =>

•

Pa = Pa =

23.6 21.3

Bº Bº

Verificación de Angulo de Borde T=

1.37

Tf

Sea L 10 x 12.2 (L100x100x8 Laminado) Ta = 0.6 x 2.53 x 15.5 = 23.5 Tf > 1.37 Tf

Bº

Considerando el efecto por corrosión y lo estipulado por el Código API en 3.10.3.2

USAR

en

VT VT1

6.3

Diseño de Uniones

•

Unión VT a Manto

I 20x10x19.8 C 15x7.44

( I 200x100x8x5 ) ( C150x50x4)

Vd = ( 3.992 +0.412)1/2 = 4.01 Tf

P = 3.99 Tf V = 0.41 Tf Sean 2 pernos φ 7/8” A235 b = 2 in l = 2 in n=2

C = 1.18

Va = 1.18 x 10.2 = 12.0kips =5.44 > 4.01 Tf

Bº



Sea Planch de Toma Pl 8x 100


(b/e) = 100 / 8 = 0.80 < (b/e)c =15.6

λ = 0.75 x 100 / (8 / (12) 1/2) =32.5 < Cc = 128 FS = 1.76

Usar

•

Fcp =1.39 Tf/cm2 >3.99 / (0.8 x 17) = 0.293 Tf/cm 2

Bº

2 Pernos f 7/8” A325 Plancha de Toma PL 8

Tomas de VT1 Vd = ( 3.172 +0.132)1/2 = 3.17 Tf

P = 3.17 Tf V = 0.13 Tf Sean 2 pernos φ 3/4” A235 b = 2 in l = 2 in n=2

C = 1.18

Sea Planch de Toma Pl 8x 100

Va = 1.18 x 7.51 = 8.86 kips =4.01 > 3.17 Tf

Bº

(b/e) = 100 / 8 = 0.80 < (b/e)c =15.6

λ = 0.75 x 100 / (8 / (12) 1/2) =32.5 < Cc = 128 FS = 1.76

Usar

Fcp =1.39 Tf/cm2 >3.17 / (0.8 x 12) = 0.3.30 Tf/cm 2

2 Pernos f 3/4” A325 Plancha de Toma PL 8

7.

DISEÑO SÍSMICO DEL ESTANQUE (ANEXO E API 650 y NCh 1269 2003)

7.1

Momento Volcante M

Bº

=

I

[Z C, (Ws Xs + Wt Ht + W1 X1) + Z C 2 W2 X2 ]

Donde: Z = 0.4 I

= 1.20

: Zona sísmica 4 API / Zona Sísmica 3 NCh 2369-2003 : Factor de importancia

Ws

: Peso del manto

Wt

: Peso del techo

W1

: Masa Impulsiva Página 15 de 38 (RC 1400-ADA) PM 2008-26 MC-001-0



W2

: Masa Convectiva

X1

: Altura desde la base al punto de aplicación de W 1

X2

: Altura desde la base al punto de aplicación de W 2

Xs

: Altura desde la base al centro de gravedad del manto

Ht = 24.61 ft

: Altura total del estanque

C1, C2

: Coeficientes sísmicos

H1 = 22.73 ft

: Altura total del líquido

Determinación de los Pesos Estáticos

•

Manto

wS =12.92 = 28484

tf lb

xS = Σ ti wi hi / Σ ti wi

•

•

Techo

Contenido

= 3.50

m

= 11.48

ft

wt = π x (5.25)2 x 0.070 = 6.06

tf

= 13360

lb

(PPT = 70 kgf/m2)

w = 600 x 1.9 =1140

tf

= 2.,513,720 lb

Cálculo de w 1; w2; x1; x2 De figura E-2 masas efectivas, se tiene: D/H = 10.5 / 6.93 = 1.52

⇒

w1/w = 0.68

⇒

w1 = 1709025 lb

w2/w = 0.34

⇒

w2 = 854512 lb




De figura E-3 centroide de masas sísmicas D/H = 10.5 / 6.93 = 1.52

⇒

X1/H1 =0.38

⇒

X1 = 8.64 ft

X2/H1 =0.64

⇒

X2 = 14.55 ft

Cálculo de los coeficientes sísmicos De sección E-3.3 “Coeficientes de Fuerzas Laterales” C1 = 0.6 T=kD½

D/H = 1.52

= 0.59 x 34.45

k

= 0.59

(Figura E-4)

= 3.46 seg 0.75 S/T C 2

Si T < 4.5

= 3.375 S T

2

S = 1.2Suelo Tipo S 2

Si T ≥ 4.5

C2 = 0.260 De esta forma los coeficientes sísmicos según el Código API son: Masa Impulsiva

:

Z C 1 = 0.4x0.60 = 0.240

Masa Convectiva =

Z C2 = 0.4x0.26 = 0.104

M = I [Z C1 (Ws Xs + Wt Ht + W1 X1) + Z C 2 W2 X2 ] M = 5991862 lb ft




Según la Norma Chilena NCh 2369-2002, los coeficientes sísmicos para estanques son: Masa Impulsiva

:

Mantos de acero soldados

⇒

ξ = 0.02

Estanques de acero de eje vertical con manto contínuo hasta el suelo R = 4 Zona sísmica 3 Cmáx= 0.32

(Tabla 5.7)

Masa Convectiva: C =

Ao = 0.4 g

2.75 Ao g R

n

⎡ T ' ⎤ ⎡ 0.05 ⎤ ⎢⎣ T * ⎥⎦ ⎢ ξ ⎥ ⎣ ⎦

0. 4

≥ 0.1 xAo / g

Zona sísmica 3

R =4 T’ = 0.35

Suelo Tipo II

n =1.33

Suelo Tipo II

ξ = 0.005 T* = 3.46 C = 0.033 < 0.1 Ao /g = 0.04 Masa Impulsiva

:

C1 = 0.320

Masa Convectiva =

C2 = 0.040

M = I [Z C1 (Ws Xs + Wt Ht + W1 X1) + Z C 2 W2 X2 ] M = 6517925 lb ft Controla la norma Chilena 2369-2003

USAR PARA MASA IMPULSIVA

C = 0.320

MASA CONVECTIVA C = 0.040 Página 18 de 38 (RC 1400-ADA) PM 2008-26 MC-001-0



De esta forma M = I [Z C1 (Ws Xs + Wt Ht + W1 X1) + Z C 2 W2 X2 ] M = 6517925 lb ft M = 901.1 Tf m

7.2

V

= I [Z C1 (Ws + Wt + W1 ) + Z C 2 W2]

V

= 713350 lb

V

= 323.6 Tf

Verificación al Volcamiento del Estanque Peso del contenido resistente al volcamiento F yb GH ≤ 1.25G HD

WL = 7.9 tb

tb = 6 mm

(E 4.2 API 650 2000)

= 0.236 in 7.9 tb

F yb GH =

1.25GHD

=

2386 lb/ft

Fy = 36000 lb/in2

1960 lb/ft

G = 1.9 H = 22.73 ft

∴ WL = 1960 lb/ft

D = 34.45 ft

Peso del manto y del techo resistente al volcamiento (w t)

wt

wt

= = = =

W s

+ W T

π x D 28484 + 13360 π x 34.45

Ws = 28484 lb WT = 13360 lb D = 34.45 ft

397 lb/ft 0.575 Tf/m Página 19 de 38 (RC 1400-ADA) PM 2008-26 MC-001-0



Para que el estanque sea estable al volcamiento, se debe cumplir: M 2

D x( wt

+ wL )

≤ 1.57

6517925 34.45 2 (1860 + 397)

De lo contrario usar anclajes

= 2.44 > 1.57

El estanque requiere de anclajes.

7.3

Fuerza de Compresión en el Manto b Para estanques anclados, la máxima fuerza de compresión en el manto está dado por:

b = wt +

1.273 M D

2

= 7338lb / ft

f a = b/(12 t)

t = espesor de plancha del manto inferior excluido

= 7338/ (12 x 0.236)

el sobre-espesor por corrosión

= 2609 lb/in2

t = 8-2 = 6 mm = 0.236 in

=183.4 kgf/cm2 Cálculo de la tensión de compresión admisible en el manto. G H D2/t = 1.90 x 22.73 x 34.45 2 / (0.236)2 = 9.203 x 105 ft/in2 < 106 ft / in2

Fa =

10 6 t 2.5 D

+ 600

GH = 31345lb / in 2

∴ Fa = 18000 lb/in2 > f a = 2609 lb/in2

< 0.5Fy = 18000lb / in 2

B° Página 20 de 38 (RC 1400-ADA) PM 2008-26 MC-001-0


7.4


Compresión del Manto sobre el Hormigón de la Fundación La presión de compresión P C sobre el hormigón de la fundación se calcula como:

Pc

=

b

( 6t af

+ t)

x 100

≤ 0.6 fc'

Donde: b

: Fuerza de compresión en el manto inferior (kgf/m)

taf

: Espesor de la plancha anular de fondo (cm)

t

: Espesor del tramo inferior del manto (cm)

Así

b

= 7388 lb/ft

= 10 kgf/m

taf

= 12 mm

= 1.2 cm

t

= 8 mm

= 0.8 cm

fc’

= 200 kgf/cm2

Pc =

7.5

10993 (6 x1.2 + 0.8) x100

= 13.7kgf / cm 2 < 0.6 fc' = 150kgf / cm 2

Verificación del Estanque al Deslizamiento Corte Sísmico V

=

Con :

I

[ C1 x (Ws + Wt + W1) + C2 W2]

I

= 1.20

C1

= 0.24

C2

= 0.03

Ws

= 12.92 tf

Wt

= 6.06 tf Página 21 de 38 (RC 1400-ADA) PM 2008-26 MC-001-0


W1

= 1709025 lb = 775.2 tf

W2

= 854512 lb = 387.6 tf


V = 1.20 [0.32 x (12.92 + 6.06 + 775.5) + 0.04 x 387.6] = 323.7 tf

Corte Resistente Vr

=

0.25 x (Ws + Wt + Wf + W)

Ws

= 12.92 tf

Peso del Manto

Wt

= 6.06 tf

Peso del Techo

Wf

= 5.55 tf

Peso Plancha de Fondo

W

= 1140 tf

Peso del Contenido

=

0.25 x (12.92+6.06+5.55+1140)

=

291.1 tf

Donde:

Vr

Como Vr = 291.1 tf < V = 323.7 tf

El estanque se desliza por sismo, usar llaves de

corte.



8

DISEÑO POR VIENTO DEL ESTANQUE

8.1

Cálculo de las Solicitaciones por Viento


Momento Volcante Mv

= MV1 + MV2

Donde: Mv1

=

qM x H2/2

Mv2

=

P (H + h/3)

qm

=

PV2 D

P

=

0.25 PV3 D2 tg θ

h

=

0.50 D tg θ

Mv1

: Momento volcante debido a la carga de viento proyectado sobre la superficie cilíndrica

MV2

: Momento volcante debido a la carga de viento proyectado sobre la superficie cónica

θ

: Ángulo del techo (15º)

D

: Diámetro del Estanque

Pv2

: Presión de viento sobre superficie proyectada del área cilíndrica (18 lb/ft 2 = 88 kgf/m2)

PV3

: Presión de viento sobre superficie proyectada de área cónica (15 lb/ft 2 = 73 kgf/m2)

Como la velocidad de viento de diseño es mayor que 100 mph, las cargas de viento deben ser corregidas por el factor (87.5/100) 2 = 0.765 Página 23 de 38 (RC 1400-ADA) PM 2008-26 MC-001-0


qM


= 0.765 x 88 x 10.5 = 0.707 Tf/m

Mv1

= 0.707 7.702/2 = 20.96 Tf m

P

=0.765 x 0.25 x 73 x 10.5 2

x tg 15º

= 0.412 Tf h

= 0.5 x 10.5 x tg 15º = 1.407 m

Mv2

=0.412 x (7.70 + 1.407/3) = 3.37 Tf

MV

= 20.96 + 3.37 =24.33 Tf m

Fuerza Deslizante FD

= qM H + P = 0.707 x 7.7 + 0.412 = 5.86 Tf

8.2

Verificación al Volcamiento del Estanque El peso resistente al volcamiento corresponde a la sumatoria de los pesos del manto, plancha de fondo y techo, excluidos el sobre-espesor por corrosión y el contenido. Peso del Manto

:

ws = 9.25 Tf

Peso de la Plancha de Fondo :

wf = 4.79 Tf

Peso del techo

wT = 2.89 Tf

Peso total resistente

:

wR = 9.25 + 4.79 + 2.89 = 16.93 lb



Momento resistente


MR = WR D/2 = 16.93 x 10.5 / 2 = 88.88 Tf m

Como MV = 24.33 Tf m < 2/3 M R = 59.25 Tf m. El estanque es estable al volcamiento por viento.

8.3

Verificación del Estanque al Deslizamiento por Viento Fuerza Resistente

FR = 0.25 x (W s + Wt + Wf ) = 0.25x (9.25 + 4.79 + 2.89) = 4.23 Tf

Como FR = 5.86 Tf > FD =4.23 Tf

9.

DISEÑO DE LOS ANCLAJES

9.1

Definición de Cantidad de Anclaje

El Estanque se desliza, usar llaves de corte.

La cantidad de pernos de anclajes debe encontrarse entre el siguiente rango: 0.31 D ≤ N ≤ 1.57 D 11

D = 34.45 ft

≤ N ≤ 54

Sean 30 Pernos de Anclajes distribuidos 12º c-c.

9.2

Fuerza en los Anclajes por Tracción La tracción máxima en los pernos de anclajes está dada por:

T =

1.273 M D

2

− wt = 9.830Tf / m

Por lo tanto cada perno de anclaje toma Página 25 de 38 (RC 1400-ADA) PM 2008-26 MC-001-0



Ts = 9.83 (π 10.5 / 30) = 10.8 Tf

9.3

Diseño de los Anclajes Sean Pernos de Anclajes φ 1 ¼” A 42-23 ó ASTM A 307 At = 6.25 cm2

f t = 10.8 / 6.25 = 1.73 Tf/cm 2 < Ft = 0.6Fy = 1.380 Tf/cm 2

f t / Ft =1.73 / 1.38 = 1.25 < 1.33

9.4

Bº

Diseño del Anillo de Fundación por Falla Dúctil Para asegurar la falla dúctil, el perno de anclaje debe fluir antes que se fractura el hormigón, para lo cual se debe cumplir: TMAX = 1.25 At Fy < 4 φ Ac (fc’)1/2

fc’

= 2840 psi

φ

= 0.85

TMAX =1.25 x 6.25 x 2.3 = 17.97 Tf = 39620 lb

⇒ Ac ≥ 218.7 in2 = 1411 cm2 Por otro lado, como el perno de anclaje se encuentra a 20 cm del borde, Ac no es una circunferencia completa, donde su radio está dado por R = Ld + φ/2 (Ld : Longitud de empotramiento del anclaje y φ es el diámetro del anclaje). De esta forma se tiene: A = π R2 – R2α+R2 cosα sen α

con

cosα = 20 / R

sen α = (R2 – 202)1/2 / R

Ac = 1411= R2 (π –Arccos (20/R)) + 20(R 2-202)1/2 R

= 21.28 cm

Ld

≥ 21.28 – 3.2/2 = 19.68 cm

Usar 30 Pernos de Anclajes

1 ¼” A 42-23 ó ASTM A307 L = 90 + 460 + 400 = 1000 mm



































Claculo estanque de acero (normas chilenas)

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