{B6DF344B-DD64-4CD2-B731-8AC1321B981A}

Elaboracin de Expediente Tcnico para la Construccin del Puente PUCALA

Documento BD04-2009.ETD02.102

Especialidad Estructuras

Volumen 02 Revisin 0

Memoria de Clculo-Puente Pucala.doc 1/33

MEMORIA DE CLCULO






0 Emitido para revisin 23/12/2009 J. Yeckle

Rev. N Descripcin Fecha Revisado por Firma

Elaborado Revisado por: Aprobado por:

Nombre / Funcin: Nombre / Funcin: Nombre / Funcin:

Ing. Jos YECKLE MONTALVO Jefe de Estudio

Ing. Marco DEL CARPIO G.

Jefe de Proyecto SIMA

Gerencia de Infraestructura

Gobierno Regional Lambayeque

Firma: Firma: Firma:

Fecha: Fecha: Fecha:

Diciembre 2 009 Diciembre 2 009






Elaboracin de Expediente Tcnico para la Construccin del

Puente PUCALA

MEMORIA DE CLCULO 1.0 DESCRIPCIN DEL PROYECTO

El proyecto contempla la construccin de un puente de tres tramos, tipo viga continua para cargas permanentes y prtico para carga viva y sismo, de 130.0 m de longitud total, conformado por dos vigas de acero de alma llena (twin plate girder) de peralte constante y una losa de concreto de espesor variable trabajando como seccin compuesta. Para la definicin de la longitud del puente se han tomado en consideracin los resultados de los estudios de ingeniera bsica realizados, siendo las recomendaciones del diseo geomtrico y las recomendaciones del estudio hidrolgico hidrulico las ms influyentes en la determinacin de la ubicacin y longitud.

Fig. N 01: Vista General del Puente Las caractersticas del puente son las siguientes:

1.1 Superestructura Longitud total del puente 130 000 mm entre ejes de apoyos. 35 000 + 60 000 + 35 000 Tipo de Puente Viga continua para peso propio y losa.

Prtico para cargas permanentes superpuestas, carga viva y sismo

Tipo de tablero Vigas de acero de alma llena (plate girder) con accin compuesta con la losa de concreto

Ancho de calzada 7 200 mm (2x3 000 mm de va + 600 mm de bermas) Ancho de veredas 2x800=1 600 mm Ancho total del tablero 8 800 mm Peralte de vigas de acero 2 350 mm en el centro del tramo 2 370 mm en los apoyos Espesor de losa 225 mm en el centro del tramo 376.5 mm en promedio sobre las vigas Materiales: Acero Estructural Vigas A709 A572 Grado 345, Fy=345 MPa (3500 Kg/cm

2)

Diafragmas A709 A36 Grado 250, Fy=250 MPa (2530 Kg/cm2)

Arriostre superior A709 A36 Grado 250, Fy=250 MPa (2530 Kg/cm2)

Conectores de Corte A108 Grado 345, Fy=345 MPa (3500 Kg/cm2)






Soldadura de Vigas Electrodos AWS E7018. Pintura de proteccin Anticorrosivo zinc inorgnico Esmalte epoxico, y Esmalte poliuretano Losa del tablero Concreto fc = 28 MPa (280 Kg/cm

2)

Acero de Refuerzo fy = 420 MPa (4 200 Kg/cm2)

1.2 Subestructura Estribos Semi integral, tipo muro conformado por una pantalla frontal

que sirve de apoyo al tablero (mvil) unidas a pantallas laterales perpendiculares a la pantalla frontal que ayudan al confinamiento del relleno estructural.

Pilares Tipo muro o placa de seccin semi octogonal en los

extremos que contiene un crculo inscrito de 1500 mm de dimetro, de los cuales sobresalen pequeas mnsulas o braquetes de apoyo de las vigas de acero.

Materiales: Concreto Zapatas de estribos fc = 20 MPa (210 Kg/cm

2)

Zapatas de pilares fc = 20 MPa (210 Kg/cm2)

Elevacin de estribos fc = 20 MPa (210 Kg/cm

2)

Elevacin de pilares fc = 20 MPa (210 Kg/cm2)

Diafragmas fc = 28 MPa (280 Kg/cm2)

Acero de Refuerzo fy = 420 MPa (4 200 Kg/cm

2)

1.3 Cimentacin Estribos Profunda, mediante el uso de cajones de cimentacin de

seccin rectangular de 4 500x9 300 de seccin en planta y 4900 mm de peralte total

Pilares Directa, mediante zapatas de 7 000x9 000. Materiales: Tapn de concreto fc = 17 MPa +30% P.G. (175 Kg/cm

2+30% P.G.)

Borde cortante y Fuste fc = 20 MPa (210 Kg/cm2)

Acero de Refuerzo fy = 420 MPa (4 200 Kg/cm2)

1.4 Detalles del Tablero Apoyos En Estribos, apoyos flexibles de tipo elastomerico reforzado

con placas de acero. En Pilares, apoyos elastomericos sin refuerzo para evitar despostillamiento del concreto y permitir giro por cargas permanentes.

Juntas Sello elstico de poliuretano o silicona entre la losa de aproximacin y el pavimento.






Veredas Apoyadas sobre los extremos de la losa de concreto de 800x200 de seccin, aligeradas con 2 tubos de PVC-SAP de 150 mm de dimetro por cada lado.

Barandas Baranda combinada conformada por un parapeto de concreto de 600 mm de altura sobre las veredas y de 200 mm de espesor y sobre esta se tienen postes de acero de 400 mm de altura. La seccin de los postes es de seccin I, es de acero estructural, con un pasamano tubular y revestidos con el mismo sistema de proteccin de las vigas de acero.

1.5 Superficie de Rodadura Se ha previsto la colocacin de una capa de 20 mm de espesor de concreto como superficie de desgaste, el cual ser llenado conjuntamente con la losa.

2.0 ANLISIS y DISEO DE LA SUPERESTRUCTURA

2.1 Elementos de la Superestructura

2.1.1 Tablero El tablero est formado por una viga continua de peralte o canto constante conformada por dos vigas de acero (twin plate girder) y una losa de concreto reforzado formando un elemento de seccin compuesta para soportar las cargas permanentes superpuestas y la carga viva vehicular. La viga continua se apoya de modo rgido en los pilares y flexible sobre los estribos (de tipo semi integral) tomando como referencia las caractersticas geotcnicas de cada ubicacin. Las vigas se han formado a partir de planchas soldadas de acero Grado 345 o su equivalente en aceros similares (ST52 Grado 50 de la norma DIN). Se ha preferido disearlas en dimensiones comerciales (o fracciones) para mayor facilidad en el proceso de fabricacin y se ha tratado de seguir el esquema de las vigas existentes (peralte) para mantener la esttica del conjunto. Para el tramo proyectado se han considerado las siguientes etapas de carga: La primera etapa en donde acta el peso propio de la viga y que es resistido

nicamente por la viga de acero. Una segunda etapa en donde la losa de concreto es aplicada nicamente sobre el

tramo central, posteriormente es aplicada a los tramos laterales; en este proceso solamente existir accin compuesta en la zona central y extremos de los tramos laterales del puente ya que son las nicas zonas con flexin positiva.

Una tercera etapa de carga, en donde las cargas permanentes superpuestas y la carga viva es resistida por la seccin compuesta total.

En la zona de flexin negativa, se considera la seccin de acero ms la losa inferior y el aporte del acero de refuerzo longitudinal sobre dichas secciones (tramos laterales del puente en flexin negativa).






Fig. N 02: Seccin transversal de la superestructura sobre el estribo

Fig. N 03: Seccin transversal de la superestructura sobre pilares

Fig. N 04: Seccin transversal de la superestructura en el centro del tramo






La losa del tablero es de espesor variable (tal como se observa en las figuras 2 y 3) y se ha previsto su diseo con concreto fc=28 MPa.

2.1.2 Losa de Aproximacin El puente tambin cuenta con una losa de aproximacin en cada extremo. Esta losa se apoyara sobre un braquete colocado en el extremo superior del estribo y sobre una pequea zapata en el otro extremo la que se encuentra en contacto con el pavimento. La losa de aproximacin no tiene continuidad con la losa del tablero del puente. Tambin se ha proyectado una junta sellada con silicona o poliuretano (poured sealant joint) en la unin del pavimento con la losa que permitir los desplazamientos longitudinales de la superestructura.

2.2 Cargas Aplicadas

2.2.1 Cargas Permanentes (DC1, DC2, DW) La carga permanente ha sido dividida en tres partes: el peso propio de los elementos estructurales (DC1), la carga muerta superpuesta (DC2) y la carga muerta debida a la superficie de desgaste (DW). Se ha dividido de esta manera debido a que las cargas DC1 son resistidas por la viga metlica sola y las cargas DC2 y DW por la seccin compuesta parcial. De acuerdo a la figura mostrada, se tiene:

Cargas permanentes (kN/m/puente)

Carga Elemento Tramo lateral Tramo central

DC1

Vigas 11.30 11.30

Losa 54.92 54.92

Suma 66.22 66.22

DC2

Veredas + 15.69 15.69

Barandas

Suma 15.69 15.69

DW Asfalto 7.45 7.45

2.2.2 Carga Viva (LL, IM) El anlisis por carga viva ha sido realizado aplicando la carga HL93 del artculo 3.6.1.2 de la norma AASHTO LRFD la cual consiste en una combinacin del camin de diseo con la carga distribuida de diseo de 9.3 N/mm. La carga viva es resistida por la seccin compuesta total. Las caractersticas del camin de diseo se muestran en la siguiente figura:






Fig. N 05: Camin de Diseo

Al camin de diseo se le ha considerado un incremento de carga de IM=33% debido a las cargas dinmicas que ste genera, tal y como se especifica en el artculo 3.6.2.1 de la norma AASHTO LRFD. La carga distribuida de diseo consiste en una carga de 9.3 KN/m uniformemente distribuida en la direccin longitudinal del puente. Esta carga no presenta un incremento debido a cargas dinmicas. (IM=0).

2.2.3 Factor de Distribucin para Momentos Cada viga recibe una carga igual a la de un carril, multiplicado por el valor del factor de distribucin o factor de concentracin de cargas FD. Por tratarse de un puente con dos vigas, el clculo factor de distribucin o concentracin de cargas se realiza mediante la denominada regla de la palanca, el cual consiste en determinar la mxima reaccin en cada uno de las vigas, las cuales se asumen como apoyos rgidos de la losa.

Fig. N 06: Concentracin de cargas en las vigas del tablero

FD = (5400+3600+1800)/4800/2 = 2.25/2 = 1.125 Adems se debe considerar el factor de presencia, que en el caso de una sola va cargada considera un factor de presencia m=1.2 FD = 1.2*(5400+3600)/4800/2 = 2.25/2 = 1.125 Lo anterior es aplicable cuando se efecta un anlisis con modelos lineales tipo viga. En nuestro caso se ha efectuado un modelo tridimensional con la superestructura en forma de parrilla, habindose utilizado las excentricidades mostradas para obtener los mximos efectos en una de ellas, tal como se muestra en la siguiente figura:






Fig. N 07: Implementacin de la excentricidad de la carga viva en el anlisis del tablero

para producir efectos mximos en una de las vigas

2.3 Combinaciones de Carga (U1, U2) El clculo del efecto total factorado de la fuerza Q para cada estado lmite se realiza mediante la siguiente frmula:

iiQQ

Donde: = modificador de carga, i = factor de carga para el caso de carga i, y Qi = efecto de las fuerzas para el caso de carga i. A continuacin se presentan los factores de carga para el estado lmite de resistencia (R-I) y el estado lmite de fatiga (F):

Combinaciones de Carga

Estado Lmite DC DW LL+IM

Resistencia I 0.95 1.25 1.50 1.75

Servicio II 1.00 1.00 1.00 1.30

Fatiga 1.00 --- --- 0.75

2.4 Diseo de la Subestructura

Conforme al sistema estructural y etapas de carga adoptadas se proceder a realizar la verificacin de los estribos y pilares. Con este criterio se considera evaluar en flexo compresin a los pilares, considerando la seccin inferior, intermedia y superior en cada una de ellas. Los estribos sern diseados como semi integrales, es decir considerando apoyos mviles y flexibles como soporte de la superestructura, para que el relleno posterior pueda absorber los movimientos trmicos de la superestructura as como los movimientos producidos por el sismo. El diseo del acero de refuerzo de la suberestructura se ha hecho conforme a las disposiciones para concreto reforzado de las especificaciones AASHTO LRFD. Para






el clculo bajo condiciones ltimas se han considerado los siguientes factores de reduccin de resistencia:

= 0.90 Flexin sin carga axial

= 0.90 Flexo traccin

= 0.75 Flexo compresin

= 0.90 Corte y Torsin

a) Flexo compresin En este modelo estructural, uno de los elementos principales, son los muros del estribo y la principal accin que se considera para el diseo es la flexo compresin bidireccional (carga axial y flexin en ambas direcciones) adems del cortante. Se han verificado las secciones crticas como el arranque, la seccin ubicada en el cuarto de luz, la transicin de la seccin del arco con el tablero (dos secciones en un solo punto) y el centro del arco. De acuerdo a AASHTO los elementos sujetos a compresin axial y flexin debern ser diseados usando la carga axial factorada Pu, obtenida de un anlisis elstico convencional y un momento flector factorado magnificado Mc, definido como:

...(1).22 ssbbc MMM

Donde:

...(2).0.1

1

Pc

Pu

Cmb

....(3)0.1

2

2

uK

EPc

b) Cortante Los miembros sujetos a corte debern ser diseados de tal manera que cumplan la menor de las siguientes condiciones:

)( Scu VVV )25.0('

vvcu dbfV

Donde Vu es el cortante ltimo, Vc es la resistencia cortante proporcionada por el concreto y Vs es la resistencia proporcionada por el acero de refuerzo. El valor de

reduccin se ha tomado como 0.85, tal como se indica en el tem 8.16 de las especificaciones AASHTO. La resistencia proporcionada por el concreto puede ser calculada por la menor de las siguientes expresiones:

vvcc dbfV '

'083.0 , y

....(4)/4.06.0 21 bb MMCm






s

dfAV

vyv

s

sin)cot(cot

Donde bv es el ancho de la viga, dv es el peralte efectivo para cortante determinado segn lo indicado en el artculo 5.8.2.9. Para obtener Vu, este debe calcularse a una distancia d del apoyo considerado. Conforme a los resultados obtenidos se muestran los clculos en el anexo respectivo y el espaciamiento del refuerzo por corte en los planos correspondientes.

2.5 Verificacin del Diseo de la Viga de Acero Conforme al sistema estructural y etapas de carga adoptadas se proceder a realizar la verificacin de las vigas de acero. Con este criterio obtenemos las siguientes propiedades geomtricas de cada una de las secciones consideradas. A continuacin se muestran las propiedades los elementos del tramo lateral (10 000) y para el apoyo intermedio (35 000) y la seccin del tramo central (65 000):

Viga de acero yb1 A1 Ixx1 Sb1

mm mm2 mm

4 mm

3

H1 = 2 350.0 mm 1 238.7 56 250.0 46,463,267,989.8 37,509,458.8

H1 = 2 370.0 mm 1 058.7 84 500.0 79,864,593,550.8 75,439,381.9

H1 = 2 350.0 mm 1 129.8 64 300.0 53,256,413,305.1 47,137,840.9

Seccin Compuesta/3n

yb2 A2 Ixx2 Sb2

mm mm2 mm

4 mm

3

H2 = 2 627.4 mm 1 768.4 97 609.8 83,968,947,518.3 47,484,132.2

H2 = 2 647.4 mm 1 355.4 145 968.9 170,955,159,766.1 126,127,231.1

H2 = 2 627.4 mm 1 661.7 105 659.8 99,855,045,368.6 60,091,037.2

Seccin Compuesta/n yb3 A3 Ixx3 Sb3

mm mm2 mm

4 mm

3

H3 = 2 627.4 mm 2 098.8 180 329.4 107,732,107,500.5 51,330,712.7

H3 = 2,066.0 mm 1 533.6 268 906.8 333,145,768,423.0 217,225,160.6

H3 = 2,987.0 mm 2 024.9 188 379.4 132,258,877,470.7 65,317,614.4

Del anlisis efectuado obtenemos los siguientes momentos flectores producidos en las secciones crticas:

Fig. N 08: Momentos producido por el peso de vigas (KN-m/puente)






Fig. N 09: Momentos producido por el peso de la losa inferior (KN-m/puente)

Fig. N 10: Momento producido por el peso de la losa aplicada simultneamente en

toda la longitud de la viga (KN-m/puente)

Fig. N 11: Momentos producido por el peso de las veredas y barandas (KN-m/puente)

Fig. N 12: Momentos producido por el peso del asfalto (KN-m/puente)

Fig. N 13: Envolvente de momentos producido por la carga viva HL93 (KN-m/puente)






Fig. N 14: Envolvente de momentos para el estado lmite de fatiga producido por la

carga viva HL93 (KN-m/va)

Estado de Carga Momentos KN-m/viga

x=10 000 mm x=35 000 mm x=65 000 mm

DC1 (vigas) MDC1 = 456.50 -3 323.26 1 722.24

DC2 (losa) MDC2 = 2 354.26 -15 786.39 8 926.37

DC3 (barandas) MDC3 = 686.10 -4 463.30 2 401.36

DW (asfalto) MDW = 325.90 - 2 120.07 1 233.81

LL+IM M LL+IM = -3 271.17

6 795.66

-12 825.99

2 614.89

-1 923.42

9 198.90

LL+IM (fatiga) M LL+IM = 1 555.00 -2 324.09 1 851.35

Resistencia I

6 810.70

-27 620.20

14 013.10

Fatiga 1 166.25 -1 743.07 1 388.51

2.5.1 Estado Lmite de Resistencia I: Para verificar la resistencia de la seccin se debe verificar la siguiente ecuacin general de diseo:

nfU MM

Donde: MU = Momento actuante factorado,

f = Factor de resistencia por flexin (1.00), y Mn = Resistencia nominal a la flexin. De las ecuaciones para el clculo de la resistencia nominal podemos obtener que (AASHTO LRFD seccin 6.10.4.2):

1.3 Rh My < Mn < Mp

Donde: My = capacidad de momento a la primera fluencia, y Mn = momento plstico. Luego, conservadoramente podemos escribir la ecuacin de diseo como sigue:

yMhR

fMu 30.1

Para la seccin en el centro de luz






III

III S

M

S

MFSMMM DDyDDy

inf,inf,

inf,

2121

Donde: MD1 = 0.95x1.25xMDC1 MD2 = 0.95x(1.25xMDC2+1.5xMDW)

Momentos (KN-m/viga)

x=10 000 mm x = 35 000 mm x=65 000 mm

MU1

6 810.70

-27 620.20

14 013.10

My 22 326.0 43 928.7 39 789.6

Mn =1.3RhMy 29 023.8 57 107.3 51 726.5

Mp = 27 149.4 46 413.4 30 400.0

Mr = . Mn = 27 149.4 46 413.4 30 400.0

MU1/ Mn = 0.16 0.60 0.31

De los clculos obtenemos el valor de Mn = mnimo (1.3RhMy, Mp), y nfr MM es

mayor que el momento mximo producido por el estado lmite de resistencia. Entonces se verifica que las secciones consideradas cumplen con el estado lmite de Resistencia I, sin embargo hay que precisar que la seccin propuesta para la zona de flexin es no compacta.

2.5.2 Estado Lmite de Servicio, Verificacin de Esfuerzos de Flexin: Los esfuerzos de flexin en las vigas de acero se verifican para el estado lmite de Servicio II. Tambin se hace una verificacin de esfuerzos para el estado lmite de Resistencia I.

x=10 000 mm x = 35 000 mm x=65 000 mm

DC1 (vigas) fDC1 = 6.09 -22.03 18.27

DC2 (losa) fDC2 = 31.38 -104.63 94.68

DC3 (veredas) fDC3 = 7.22 -17.69 19.98

DW fDW = 3.43 -8.40 10.27

LL+IM fLL+IM = 74.01 -33.54 79.22

Resistencia I fbU1 = 181.00 -239.15 304.19

Servicio II fbU2 = 173.20 -209.44 277.09

Acero Grado 345 Fy =345 MPa 0.95x345.00 = 327.75

Entonces se verifica que el esfuerzo producido por las cargas actuantes factorizadas es menor que el esfuerzo de fluencia del material, en las secciones crticas analizadas. En el caso de los tramos con flexin negativa, como el esfuerzo generado en el estado lmite de resistencia aplicado a las vigas supera el esfuerzo mximo del material, se ha considerado la implementacin de la losa inferior sobre los apoyos intermedios y cerca de ellos, esto ayuda a aumentar el modulo de seccin de la viga,






y con ello se reduce el esfuerzo aplicado resultando menor que el esfuerzo mximo resistente.

2.5.3 Verificacin de Compacidad de la Seccin: Para vigas de acero en flexin positiva (tramos laterales y tramo central), con esfuerzo de fluencia del material que no excede de 345 MPa y seccin de peralte constante; La compacidad se controla slo con la esbeltez del alma (AASHTO LRFD artculo 6.10.4.1.2). Entonces, para la seccin del centro del tramo se tiene que:

ycF

E3.76

wt

cp2D

Puesto que el eje neutro se encuentra en la losa, entonces Dcp=0. Lo cual verifica que la seccin es compacta para la flexin positiva. Adems, para que la seccin cumpla con los requerimientos de ductilidad, debe cumplirse con el artculo 6.10.4.2.2b, de donde se obtiene:

tD 42.0Dp

Lo cual se puede observar en la hoja de clculo adjunta.

2.5.4 Estado Lmite de Fatiga La verificacin por fatiga se ha realizado considerando el procedimiento indicado en el tem 6.6.1.2.5. La resistencia nominal de fatiga es calculada como sigue:

THn FN

AF

2

131

Para el cual: SLADTTnN 75365 Donde: A = Constante tomada de la tabla 1 (MPa

3)

n = Nmero de ciclos de rango de esfuerzos por paso del camin tomado de la tabla 2.

(ADTT)SL = ADTT para una lnea simple tal como se especifica en el artculo 3.6.1.4.

(F)TH = Constante de la Amplitud de fatiga esperada tomados de la tabla 3 (MPa).

En nuestro caso: A = 39.3x10

11 MPa

3

Que corresponde a la categora B (soldadura continua de filete paralela a la direccin de los esfuerzo). Este detalle corresponde a la figura 4 de los ejemplos ilustrativos (Figure 6.6.1.2.3-1) de las especificaciones LRFD. N = (365) x (75) x n x ADTTSL






n = 1.0, para vigas simplemente apoyadas de longitudes de tramo mayores de 12 000 mm. ADTTSL = p x ADTT = 0.85 x 400 = 340 ADTT = Nmero de camiones promedio por da = 400 p = fraccin de vehculos en una va =0.85 Con estos datos se obtiene un N = 9 307 500 Reemplazando:

31

N

A75.02 MPa

FTH = 0.5 x 110 MPa = 55.0 MPa

THn F

N

AmxF

2

1,

3

1

Fn = 75.02 MPa Para esta verificacin utilizamos el estado lmite de fatiga:

x=10 000 mm x =35 000 mm x=65 000 mm

Fatiga MFatiga = 1 555.00 -2 324.09 1 851.35

Sb St = 51,330,712.7 398,329,450.5 65,317,614.4

fbU2 = 30.29 5.83 28.34

Fn = 75.02 75.02 75.02

Lo que indica que se cumple que el esfuerzo actuante factorado es menor que el esfuerzo limite de fatiga.

2.5.5 Verificacin por Corte en el Apoyo Del anlisis efectuado se obtienen los siguientes efectos del cortante (se muestran los valores en KN en la mitad de la longitud del puente)

Fig. N 15: Cortante producido por el peso de vigas (KN-m/puente)






Fig. N 16: Momentos producido por el peso de la losa inferior (KN-m/puente)

Fig. N 17: Momento producido por el peso de la losa aplicada simultneamente en

toda la longitud de la viga (KN-m/puente)

Fig. N 18: Momentos producido por el peso de las veredas y barandas (KN-m/puente)

Fig. N 19: Momentos producido por el peso del asfalto (KN-m/puente)

Fig. N 20: Envolvente de momentos producido por la carga viva HL93 (KN-m/va)

La seccin crtica al corte es la ubicada cerca de los apoyos. La fuerza cortante VU aplicada en la seccin ubicada en los extremos de la viga (AASHTO LRFD ecuacin 6.11.2.2.1-2) es: Entonces el cortante ltimo que se obtiene ser:






Estado de Carga

KN/viga KN/viga

x=0 mm x=35 000 mm

DC1 (vigas) VDC1 = 95.44 149.43

DC2 (losa) VDC2 = 510.01 639.39

DC3 VDC3 = 147.06 220.27

DW VDW = 69.86 77.22

LL+IM V LL+IM = 1 066.21 480.85

LL+IM (Fatiga) V LL+IM = 434.30 434.30

Resistencia I 2 107.75 2 107.75

Servicio II 1 711.42 1 711.42

Fatiga 325.73 325.73

La resistencia al corte debe ser verificada como iiVi Vr En forma general la resistencia al cortante de una viga de acero, Vr, es tomada como sigue:

nvr VV Donde: Vr: resistencia al corte

v: factor de resistencia para cortante = 1.0 Vn: resistencia nominal al corte para almas rigidizadas Las almas de la seccin presentan rigidizadores transversales que cumplen con el artculo 6.10.9.2 de la norma AASHTO LRFD. El primer panel del alma en el apoyo tiene un espaciamiento do = 1500 mm, luego obtenemos segn la ecuacin 6.10.9.3.2-7:

76.16

23002000

55

55

22

Ddk

o

Como se cumple que

02.136

345

76.1610238.138.1184

5.12

2300 5

yww F

Ek

t

D

Entonces aplicamos la ecuacin 6.10.7.3.3a-6 de las especificaciones de diseo:

45.0345

76.16102

5.12

2300

57.157.1 5

22

yw

w

F

Ek

t

DC

Por lo que la fuerza cortante resistente del alma en el apoyo es:

wywp tDFCV 58.0






y en los paos interiores es:

Si ftftfcfc

w

tbtb

tD

2 2.5 Si

ftftfcfcw

tbtb

tD

2 > 2.5

2

1

187.0

D

d

CCVV

o

pn

D

d

D

d

CCVV

oo

pn 2

1

187.0

wywp tDFV 58.0

Donde: Vn: Resistencia Nominal al Corte. Vp: Fuerza cortante plstica.

v: Factor de resistencia para corte D: Peralte del alma. do: Separacin de rigidizadores. C: relacin del esfuerzo de pandeo por corte a la resistencia de fluencia por corte Calculando:

kNVp 88.57525.12230034558.0

Como ftftfcfc

w

tbtb

tD

2 2.5, tenemos:

kNVn 21.489585.088.5752

2300

15001

45.0187.045.088.5752

2

La cual satisface la ecuacin general del diseo nvUi VV .

Y donde v=1, VR-I = 1 414.84 KN y v Vn = 4 895.21 KN

2.5.6 Verificacin de Deflexiones En cuanto a las deformaciones producidas por la carga vehicular, la estructura se deforma lo siguiente:






Fig. N 21: Deflexin producida por el 25% del vehculo HS20 incluyendo el impacto

ms la sobrecarga repartida de 9.7 KN/m

Fig. N 22: Deflexin producida por el vehculo HS20 ms el impacto de 33%

Se muestra una tabla con las deflexiones producidas en el tramo central.

Carga Deflexiones (mm)

40 000 45 000 50 000 55 000 60 000 65 000

25%HS20+LL 3.2 6.9 10.8 14.4 16.9 17.7

HS20+33% 3.1 6.9 10.9 14.8 17.4 18.3

Luz/800 75.0

Luz/1000 60.0

Como se observa se cumple con la condicin de servicio referida a las deflexiones impuestas por la carga viva.

2.6 Losa del Tablero Para conocer el comportamiento de la losa se ha desarrollado un modelo bidimensional con elementos tipo frame. Con este modelo se ha logrado determinar los esfuerzos y desplazamientos debido a las cargas actuantes en el tablero. El diseo del refuerzo de la losa se ha realizado utilizando el procedimiento indicado en 4.6.2.1 (mtodo de las franjas) establecido en las especificaciones AASHTO LRFD, con las siguientes consideraciones geomtricas: Ancho total de losa 8 800 mm Separacin entre vigas S = 4 800 mm Longitud de voladizos 2 000 mm a cada lado de las vigas (medidos desde los ejes) Espesor de losa e = 225 mm en el eje de la va 366 y 399 mm sobre las vigas 175 mm en el extremo del voladizo






Fig. N 23: Modelo bidimensional de la losa

El refuerzo de la losa, en la direccin longitudinal o paralela al puente y que es denominado de reparticin, tiene su valor mximo en el centro del tramo y disminuye hacia los extremos, por ello se ha disminuido gradualmente dicho refuerzo conforme figura en los planos. Todos los refuerzos a colocar consisten de barras rectas, excepto en la zona de los quiebres de losa y ganchos; adems el esfuerzo de fluencia de las barras debe ser como mnimo 420 MPa y los empalmes considerados son slo por traslape. El detalle de los clculos (momentos de flexin en ambas direcciones) se muestra en el anexo respectivo.

2.7 Dispositivo de Apoyo En los estribos, con el fin de que se tenga un comportamiento semi integral se ha previsto el uso de apoyos flexibles de neopreno reforzado con lminas de acero que permitan el desplazamiento de la superestructura por cambios trmicos y movimientos ssmicos longitudinales. En los pilares se ha previsto el uso de apoyos de neopreno, sin refuerzo de lminas de acero, con el fin de que estos permitan la rotacin de las vigas de acero sobre los muros durante el proceso de instalacin y evitar el deterioro de las superficies de concreto en la zona de contacto.

2.8 Baranda Combinada El parapeto de la baranda combinada considerado en el proyecto es un muro de 200 mm de espesor y 600 mm de altura con una pequea baranda metlica de 400 mm de altura adicional al parapeto, la cual cumple con los requerimientos de impacto, del denominado nivel TL-4 de las especificaciones AASHTO LRFD el cual contempla que la colocacin de estos en vas de hasta 100 Km/h sujetos a impactos de autos de 820 Kg y camionetas de 2 000 Kg as como impactos de camiones de 8 000 Kg a una velocidad de 80 Km/h.






Fig. N 24: Baranda combinada.

Con el acero de refuerzo proporcionado vertical N 4 @150 mm y horizontal N 3 @175 mm se obtiene una fuerza resistente ltima RW = 395 KN, la cual cumple con ser mayor que la fuerza indicada en la seccin 13 de AASHTO LRFD FT = 240 KN. Los detalles de este clculo se muestran en el anexo respectivo.

3.0 ANLISIS SSMICO 3.1 Generalidades Para determinar los efectos causados por un sismo severo, se ha realizado un anlisis dinmico mediante el mtodo espectral multimodal. Las fuerzas ssmicas son el resultado de la multiplicacin las masas efectivas del puente y sus respectivas aceleraciones espectrales. Para el espectro de aceleraciones, con el que se ha realizado el anlisis ssmico, corresponde al de la Zona 2 de la Norma Peruana de Diseo Sismorresistente E030. Segn ella, se espera en la zona del puente una aceleracin de 0.40g. Estas cargas ssmicas representadas por los coeficientes de aceleracin tienen un 10% de probabilidad de excedencia en 50 aos. Esto corresponde a un perodo de retorno de 475 aos.

3.2 Espectro de Respuesta De acuerdo a la zonificacin ssmica, de acuerdo a la Norma de Diseo Sismo Resistente E.030 del Reglamento Nacional de Construcciones (SENCICO, 2006), se considera que el depsito de suelo de cimentacin, en ambos estribos y pilares, corresponde a un perfil Tipo S1, con perodo predominante de Ts = 0.4 segundos y un factor de suelo S =1.0. Por lo tanto el perfil de suelo en donde se cimentara el puente corresponde a un perfil de suelo equivalente al tipo I de la especificacin para diseo ssmico de AASHTO.






Fig. N 25: Espectro de Pseudo aceleraciones

Segn AASHTO el suelo tipo I corresponde a un perfil con roca de cualquier tipo o suelos rgidos con o sin cohesin, donde el estrato de suelo tiene menos de 60 000 mm de profundidad, y se encuentran sobre la roca o depsitos de suelos estables como arenas, gravas o arcillas rgidas. De acuerdo con el estudio geotcnico, los suelos corresponden a material aluvial de alta compacidad (grava cementada).

3.3 Modelo para el Anlisis Se considerado para el anlisis un modelo integral superestructura subestructura cimentacin. La cimentacin de los pilares se ha considerado como empotrada debido a la alta rigidez del terreno. En el caso de los estribos, al considerarse la superestructura como semi integral, se considera la restriccin horizontal de tipo elstico (el relleno posterior est en contacto con el diafragma de apoyo del puente).

Fig. N 26: Modelo 3D para el anlisis ssmico.






Fig. N 27: Modo 2 transversal Ts=0.331 s.

Fig. N 28: Modo 3 longitudinal Ts=0.301 s.

Para tomar en cuenta la incertidumbre direccional de los movimientos de un sismo severo y la ocurrencia simultnea de las fuerzas de este sismo en dos direcciones perpendiculares entre s, se usa una combinacin de las fuerzas ssmicas ortogonales que es la siguiente:

EQ1 = EQx + 0.3 EQy EQ2 = 0.3 EQx + EQy

La fuerzas ssmicas obtenidas en los elementos de cimentacin han sido reducidas mediante un factor de modificacin de respuesta de R=1 para el calculo de la capacidad de carga. 3.4 Combinaciones de Carga

Se han considerado las siguientes combinaciones de carga que corresponden a los estados lmite de resistencia (U1) y evento extremo (U2 y U3).

Combinaciones de Carga

Estado Lmite

DC DW EH EV LL EQx EQy

R-I 1.25 1.50 1.50 1.35 1.75 --- ---

EE-EQx 1.25 1.50 1.50 1.35 --- 1.00 0.30

EE-EQy 1.25 1.50 1.50 1.35 --- 0.30 1.00






4.0 DISEO DE LA SUBESTRUCTURA

4.1 Estribos

4.1.1 Configuracin Estructural Los estribos proyectados son de tipo muro conformado por una pantalla frontal que sirve de apoyo mvil del tablero. Lateralmente cuenta con pantallas laterales perpendiculares a la pantalla frontal que ayudan al confinamiento del relleno estructural. 4.1.2 Cargas Se han considerado en el anlisis las cargas permanentes (DC) debido al peso propio de la Superestructura y Subestructura, las presiones estticas producidas por el terreno esttico y dinmico (Eh y Ev), la carga viva (LL) y las cargas debidas al Sismo (EQ). Para representar el empuje dinmico debido al relleno detrs del estribo, se ha empleado la aproximacin pseudo-esttica de Mononobe - Okabe mientras que el relleno de estructuras se ha considerado como una masa inercial. Solamente para el mtodo de diseo pseudo-esttico de taludes y muros, se esta considerando un valor de A = 0.30 como el coeficiente ssmico en la zona del proyecto. 4.1.3 Diseo Estructural En base a los resultados obtenidos del anlisis estructural se procedi al clculo del refuerzo segn su resistencia para lo cual se emple la combinacin de cargas indicada. Se adjunta las notas de clculo correspondientes. En base a los resultados del anlisis estructural se procedi al clculo del refuerzo en los diferentes elementos de los estribos segn su resistencia. Se adjuntan las notas de clculo correspondientes.

4.2 Pilares 4.2.1 Configuracin Estructural Los Pilares proyectados son de tipo muro o placa de 11 500 mm de altura, con una seccin octogonal en planta de 4 000x1 500 en la direccin transversal. Cada semi seccin del octgono en los extremos contiene un crculo inscrito de 1500 mm de dimetro. En la parte superior, sobresalen pequeas mnsulas o braquetes de apoyo que servirn de soporte a las vigas de acero de la superestructura. 4.2.2 Cargas Se han considerado en el anlisis las cargas permanentes (DC) debido al peso propio de la Superestructura y Subestructura, la carga viva (LL) y las cargas debidas al Sismo (EQ). 4.2.3 Diseo Estructural En base a los resultados obtenidos del anlisis estructural se procedi al clculo del refuerzo segn su resistencia para lo cual se emple la combinacin de cargas indicada. Se adjunta las notas de clculo correspondientes. En base a los resultados del anlisis estructural se procedi al clculo del refuerzo en los diferentes elementos de los estribos segn su resistencia. Se adjuntan las notas de clculo correspondientes.






4.3 Losa de Aproximacin

4.3.1 Cargas Se ha considerado en el anlisis las cargas permanentes (DC) debido a su peso propio y tambin la carga viva (LL) aplicada sobre el rea en contacto de la llanta con la losa, determinada por la norma AASHTO. 4.3.2 Modelo para el Anlisis Estructural Se emplearon unos elementos tipo viga con resortes verticales para representar la interaccin suelo estructura ante la aplicacin de cargas. 4.3.3 Diseo Estructural En base a los resultados obtenidos del anlisis estructural se procedi al clculo del refuerzo segn su resistencia para lo cual se emple la siguiente combinacin de cargas de resistencia: RI = 1.25DC + 1.75LL. Se adjunta las notas de clculo correspondientes.

5.0 CIMENTACION 5.1 Cajn de Cimentacin (Caisson)

5.1.1 Descripcin La cimentacin considerada para los estribos consiste de una estructura tipo cajn caisson de seccin rectangular con dos celdas interiores y con dimensiones exteriores de 8 800x4 000 de seccin en la base, espesor de paredes exteriores de 500 mm y con una pantalla central de 300 mm. En la parte inferior de dicha estructura se le proporciona el borde cortante de 1 500 mm de altura, forrado en su parte inferior con placas de acero ancladas a la armadura de acero, el cual cumple la funcin de borde cizallante del terreno para el hundimiento de la estructura a medida que se efecta la excavacin en el interior del cajn. Cuando la estructura llega a la cota de cimentacin establecida en el proyecto, se sella el espacio interior con concreto ciclpeo en toda la altura y seccin en planta del borde cortante y sobre este se coloca material propio compactado con requerimientos de relleno estructural. 5.1.2 Capacidad de Carga De acuerdo a lo desarrollado en el estudio geolgico - geotcnico, al suelo de cimentacin y al tipo de estructura a construir, se recomienda una cimentacin del tipo cajn (caisson). Segn la literatura (Braja M. Das, Principios de ingeniera de cimentaciones) el clculo de la capacidad de carga de los cajones de cimentacin es similar al de los pilotes perforados. Por lo tanto, la capacidad de carga ltima del caisson ser determinada segn: Qu = Qp + Qs

Donde: Qu: Capacidad de carga ltima del caisson Qp: Capacidad de carga por punta Qs: Capacidad de carga por fuste o lateral






El resumen de la capacidad de soporte del terreno, y las caractersticas del suelo de cimentacin es la que se indica a continuacin:

Descripcin Estribo Izquierdo Estribo Derecho

Material de cimentacin Conglomerado

compacto cementado

Conglomerado compacto

cementado

Nivel de terreno en el eje de estribos (m.s.n.m)

82.30 85.96

Seccin del cajn 8 800x4 000 8 800x4 000

Espesor mnimo de pared (mm) 500 500

Espesor del sello inferior (mm) 1 500 1 500

Capacidad de carga admisible (KN) 11 033 (1124.7 t) 11 060 (1127.4 t)

Capacidad de carga ltima (KN) 33 099 (3374 t) 33 180 (3382 t)

Nivel de desplante de cimentacin recomendado (m.s.n.m)

73.20 73.30

De acuerdo a los estudios realizados en el rea del proyecto, el perfil del terreno por debajo del nivel de cimentacin se encuentra conformado predominantemente por material fluvial medianamente suelto a compacto. 5.1.3 Diseo Estructural Para a los estados lmites de carga considerados, se procedi al clculo del acero de refuerzo. Se adjunta el diagrama de interaccin respectivo, donde se observa las cargas transmitidas por la subestructura y superestructura no exceden la superficie de interaccin que se obtiene con el refuerzo que se muestra en los planos.

Fig. N 29: Diagrama de Interaccin del cajn de cimentacin






5.2 Zapatas en Pilares 5.2.1 Descripcin La cimentacin considerada para los pilares consiste de una cimentacin directa (zapata) con dimensiones exteriores de 7 000x9 000 de seccin en la base y espesor de 2 000 mm. 5.2.2 Capacidad de Carga De acuerdo a lo desarrollado en el estudio geolgico - geotcnico, al suelo de cimentacin y al tipo de estructura a construir, se recomienda una cimentacin del tipo directo (zapata). Para el clculo de los asentamientos se ha usado los esfuerzos permisibles, Las propiedades elsticas del suelo de cimentacin fueron asumidas a partir de valores tpicos publicados en la literatura tcnica para el material existente en la zona del proyecto. As, para la grava mal gradada con arena y presencia de carbonatos, conservadoramente se asume un mdulo de elasticidad Es = 12,000 t/m

2 y una

relacin de Poisson de = 0.30 Los resultados obtenidos considerando dos tipos de rigidez de cimentacin, cimentacin rgida y cimentacin flexible, se indican en el siguiente Cuadro:

Para el caso de los pilares del puente se apoyara sobre una grava mal gradada con arena y carbonatos, que para fines de diseo se consider como un material aluvial

conglomerado cementado con un = 32 y c = 0 kg/cm2.

La cota de cimentacin adoptada para el proyecto es de 70.575 msnm, y el valor de capacidad de carga para la verificacin que se adopto de forma conservadora (de la tabla mostrada) es de 9.24 Kg/cm

2.

5.2.3 Diseo Estructural Para a los estados lmites de carga considerados (Resistencia I y Evento Extremo en la direccin longitudinal y transversal), se procedi al clculo del acero de refuerzo de la zapata.






En el anexo se adjunta la hoja de clculo respectiva, donde se observa las cargas transmitidas por la superestructura y subestructura no exceden los valores de capacidad de carga.

6.0 REFERENCIAS BIBLIOGRAFICAS 6.1 AASHTO LRFD Bridge Design Specifications 2 004. 6.2 Manual of Steel Construction, Load and Resistance Factor Design, Volume I:

Structural Members, Specifications & Code; Volume II: Connections. American Institute Steel Construction 1 994.

6.3 Design of Highway Bridges, Based on AASHTO LRFD Bridge Design Specifications; Richard M. Barker, Jay A. Puckett; Jhon Wiley & Sons, Inc 1997.

6.4 Bridge Engineering Handbook; Wai-Fah Chen & Lian Duan. CRC Press LLC 1,999. 6.5 Design of Modern Highway Bridges; Narendra Taly. Mc Graw Hill Companies, Inc

1,998. 6.6 Geotechnical Earthquake Engineering; Kramer, S. L. Prentice Hall, New Jersey, USA

1 996.






ANEXOS






Superestructura






Subestructura






Otros

Documents

{B6DF344B-DD64-4CD2-B731-8AC1321B981A}