28
 Registro de Emisión Optimiza Cliente Fermir Toro C. Rev Aut Inf  X X 1:APROBADO; 2:APROBADO C/OBS; 3:NO APROBADO (PUEDE CONTINUAR); 4:NO APROBADO (NO PUEDE CONTINUAR); 5:RECHAZADO SX-EW PLANTA TALTAL OPTIMIZA INGENIER A Y DESARROLLO S.A. MEMORIA DE CÁLCULO ESTRUCTURA POSTDECANTADOR C110-MEM-CE-001 ENAMI ADMINISTRACIÓN GENERAL PLANTAS GERENCIA PLANTAS INGENIERÍA DE DETALLES AMPLIACIÓN 22/12/08 B RQO FSS 5 RUA N.A. RUA Fecha Resolución cliente por por por  1 2 3 4 Rev. Aprob. 01/12/08 A RQO FSS Fecha Rev Propósito Prep.

Memoria de Cálculo - Estructura Postdecantador

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Registro de Emisión Optimiza Cliente Fermir Toro C.

Rev Aut Inf  

X

X

1:APROBADO; 2:APROBADO C/OBS; 3:NO APROBADO (PUEDE CONTINUAR); 4:NO APROBADO (NO PUEDE CONTINUAR); 5:RECHAZADO

SX-EW PLANTA TALTAL

OPTIMIZA INGENIERÍA Y DESARROLLO S.A.

MEMORIA DE CÁLCULO ESTRUCTURA POSTDECANTADOR

C110-MEM-CE-001

ENAMI

ADMINISTRACIÓN GENERAL PLANTAS

GERENCIA PLANTAS

INGENIERÍA DE DETALLES AMPLIACIÓN

22/12/08 B RQO FSS

5

RUA N.A.

RUA

FechaResolución cliente

por por por   1 2 3 4Rev. Aprob.

01/12/08 A RQO FSS

Fecha RevPropósito Prep.

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1.0 4

2.0 5

5

5

5

3.0 6

6

6

4.0 7

7

7

8

5.0 9

95.1 CARGAS………………………………………...……………………………………………

3.2 CONDICIONES AMBIENTALES………………………………………...……………………

4.1 DESCRIPCIÓN………………………………………...………………………………………

2.1 ANTECEDENTES………………………………………...……………………………………

2.2 DOCUMENTOS DEL PROYECTO………………………………………...……………………

2.3 NORMAS Y ESTÁNDARES APLICABLES………………………………………...…………

3.1 MATERIALES………………………………………...………………………………………

4.2 CONSIDERACIONES GENERALES……………………………...……………………………

4.3 MODELO UTILIZADO………………………………………...………………………………

BASES DE CÁLCULO………………………………………...………………………

MODELAMIENTO DE LA ESTRUCTURA………………………………………...

ANÁLISIS ESTRUCTURAL………………………………………...…………………

INTRODUCCIÓN………………………………………...……………………………

C110-MEM-CE-001

INGENIERÍA DE DETALLES AMPLIACIÓN

SX-EW PLANTA TALTAL

REFERENCIAS………………………………………...………………………………

CONTENIDO

ENAMI

ADMINISTRACIÓN GENERAL PLANTAS

GERENCIA PLANTAS

MEMORIA DE CÁLCULO ESTRUCTURA POSTDECANTADOR

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6.0 13

13

16

19

20

22

7.0 2323

237.2 FUNDACIÓN………………………………………...………………………………………

6.5 RESUMEN DE DISEÑO………………………………………...……………………………

7.1 PERNOS DE ANCLAJE………………………………………...……………………………

6.1 DISEÑO PERFIL 150X150X3………………………………………...………………………

6.2 DISEÑO PERFIL 100X100X3………………………………………...……………………

6.3 DISEÑO PERFIL 100X50X4………………………………………...………………………

6.4 DISEÑO DE COSTANERAS C80X40X3………………………………………...……………

5.3 RESULTADOS………………………………………...………………………………………

5.1.4 Sismo (SX, SY)………………………………………...………………………………

5.2 COMBINACIONES DE CARGA………………………………………...………………………

5.1.1 Peso Propio (PP)………………………………………...……………………………

5.1.2 Sobrecarga de Techo (SCT)………………………………………...………………

5.1.3 Viento (VX, VY)………………………………………...………………………………

DISEÑO DE ELEMENTOS………………………………………...…………………

DISEÑO FUNDACIONES………………………………………...……………………

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1.0 INTRODUCCIÓN

• Estructura de soporte y cubierta de postdecantador, con sus respectivas fundaciones

 

La presente memoria de cálculo detalla los diseños, análisis y dimensionamiento de las

estructuras metálicas requeridas para el apoyo del nuevo postdecantador de refino,

comprendido por la ampliación de las instalaciones de la Planta Taltal de Enami, proyectorealizado por Optimiza a nivel de Ingeniería de Detalles.

El análisis presentado en esta memoria de cálculo se realiza utilizando el software de

elementos finitos CSI-SAP2000, mientras que el diseño se realiza de acuerdo al método

de Factores de Carga y Resistencia (LRFD), definido en el manual de diseño de la AISC

en su última versión (ANSI/AISC 360-05) para las estructuras metálicas; y el reglamento

 ACI-318-05 para las estructuras de hormigón (fundaciones).

Las estructuras requeridas por el proyecto presentadas en esta memoria, son las

siguientes:

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2.0 REFERENCIAS

2.1 ANTECEDENTES

-

-

- 4166-C-001-2/ 2 de 3, Fundaciones de Equipos SX, Formas

2.2 DOCUMENTOS DEL PROYECTO

• C110-CRT-GE-001 Criterios de Diseño (General)

• C110-300-CE-007

• C110-300-CE-008

• C110-300-CE-009 Fundaciones, Planta, Elevaciones y Detalles

2.3 NORMAS  Y ESTÁNDARES APLICABLES

• NCh. 427

• NCh. 2369 Diseño Sísmico de Instalaciones Industriales

• NCh. 432 Cálculo de la Acción del Viento en las Construcciones

• ANSI/AISC 360-05 Specification for Structural Steel Buildings

• ACI-318-05 Requisitos de Reglamento para Concreto Estructural

Especificaciones para el Cálculo de Estructuras de Aceropara Edificios

El diseño de las estructuras se desarrolla utilizando los siguientes antecedentes

proporcionados por Enami:

Esta memoria de cálculo se complementa con los siguientes productos generados por 

Optimiza para el proyecto:

Planos de Diseño Ingeniería Detalles Planta SX-EW Enami Taltal Capacidad 200

ton/mes, Terral, 2005:

4166-C-003-1/ 1 de 2, Diseño Estructura Soporte Post Decantador de Refino

Estructura de Cubierta Postdecantador, Planta,Elevaciones y Detalles

4166-C-004-1, Diseño Estructura Soporte y Cubierta Post Decantador de Refino,

Post Decantador de Electrolito

Estructura de Soporte Postdecantador, Planta, Seccionesy Detalles

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3.0 BASES DE CÁLCULO

3.1 MATERIALES

El diseño estructural considera el uso de los siguientes materiales:

• Acero estructural : A36 o A42-27ES

• Pernos : ASTM A325 / A307

• Electrodos : AWS E70

• Hormigón : H-30 fundaciones / H-10 emplantillados

• Acero para armaduras : A63-42H

3.2 CONDICIONES AMBIENTALES

• Viento

• Sismo

• Nieve

• Temperatura

De acuerdo a lo establecido en la Norma Chilena NCh 432 para la velocidad del viento

estimada (u), se tiene una presión básica dada por q = u² / 16.

De acuerdo a la ubicación geográfica de las operaciones de la Planta Taltal,

corresponde utilizar los valores para zona sísmica 3, de acuerdo a la norma chilena

NCh 2369.

De acuerdo a la ubicación geográfica de la Planta Taltal y a la norma chilena NCh

431, no se considera carga por acumulación de nieve.

Dado que en la Planta Taltal no se tienen condiciones climáticas extremas, se

desprecia la influencia de la amplitud térmica en la estructura.

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4.0 MODELAMIENTO DE LA ESTRUCTURA

4.1 DESCRIPCIÓN

Las dimensiones generales son las siguientes:

• Longitud estructura : 6.186 mm

• Ancho estructura : 4.496 mm

• Altura parrilla apoyo postdecantador : 720 mm

• Altura estructura de soporte postdecantador : 1.412 mm

• Altura estructura de cubierta : 2.085 mm

• Altura total : 3.497 mm

4.2 CONSIDERACIONES GENERALES

• Se considera el postdecantador lleno al 100%.

• Para el cálculo del peso del contenido se considera una densidad de 1,20 t/m³.

4.3 MODELO UTILIZADO

Las siguientes figuras muestran el modelo SAP2000 y los principales elementos.

Tanto el postdecantador como estructura de soporte y cubierta, consideran la misma

estructuración que los módulos existentes para poder utilizarlos indistintamente en

sus diferentes alternativas de uso.

La estructura de soporte del postdecantador consiste en un emparrillado uniforme

apoyado sobre 15 columnas, a una altura de 0,70 m aproximadamente. Además de este

emparrillado, se tienen unas barandas laterales que sirven de apoyo para el grating de

FRP colocado por el interior de la nave.

En tanto, la estructura de cubierta consiste en marcos simples que presentan un sistema

de arriostramiento y tirantes. Además, se proyectan costaneras de techo y laterales, para

la colocación de un revestimiento ligero semi-transparente.

La estructura asociada al postdecantador se compone básicamente de dos partes: una desoporte del postdecantador y otra de cubierta del sistema.

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FIGURA Nº 4.3.1 ESTRUCTURA GENERAL, MODELO SAP2000

FIGURA Nº 4.3.2 PERFILES PARRILLA APOYO POSTDECANTADOR

FIGURA Nº 4.3.3 PERFILES MARCO TRANSVERSAL

2x[/] 200x100x4

[/] 200x100x4[/] 100x50x4

C 100x50x4

[/] 200x100x4

[/] 50x50x4

[/] 75x75x4

[/] 150x150x3

[/] 100x100x3

Estructura de Cubierta

Postdecantador 

Estructura de Soporte

Postdecantador 

Fundación Postdecantador 

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5.0 ANÁLISIS ESTRUCTURAL

5.1 CARGAS

5.1.1 Peso Propio (PP)

• Peso postdecantador : 0,90 t

• Volumen considerado postdecantador : 19,47 m³

• Densidad del contenido : 1,20 t/m³

• Peso contenido postdecantador : 23,36 t

• Peso total : 24,26 t

• Área de apoyo : 27,81 m²

• Carga repartida postdecantador : 0,87 t/m²

Las cargas repartidas se llevan a los perfiles del emparrillado de acuerdo al área tributaria

respectiva. La siguiente figura muestra las cargas de peso propio consideradas.

FIGURA Nº 5.1.1.1 CARGAS DE PESO PROPIO (PP) APLICADAS

El peso propio de la estructura metálica es considerado automáticamente por el software

de análisis, mientras que se agrega el peso del postdecantador con su contenido como

carga repartida en el emparrillado de piso. El peso del revestimiento se desprecia. Se

tiene:

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5.1.2 Sobrecarga de Techo (SCT)

• Carga puntual de techo : 0,30 t

5.1.3 Viento (VX, VY)

(VX) (VY)

Se considera que estas cargas son improbables de interactuar con el sismo, por lo que no

se combinan entre sí.

Dado que el revestimiento no entrega la resistencia para soportar cargas, no se considera

carga repartida de techo. En su lugar, se consideran cargas puntuales en las costaneras,

las cuales son transmitidas al marco transversal. Se considera la siguiente carga:

FIGURA Nº 5.1.2.1 SOBRECARGA DE TECHO (SCT) APLICADA

FIGURA Nº 5.1.3.1 CARGA DE VIENTO EN EJES PRINCIPALES (VX, VY)

Sobre la cubierta, actuando en las direcciones principales, se considera una presión de

100 kg/m², la cual se dispone de acuerdo a la norma NCh432 y se aplica sobre los

marcos transversales. La siguiente figura muestra las cargas aplicadas.

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5.1.4 Sismo (SX, SY)

• Peso sísmico (P) : 26,76 t

• Coeficiente de importancia (I) : 1,00 

• Coeficiente sísmico (C) : 0,23 

• Corte basal (Q=C·I·P) : 6,16 t

(SX) (SY)

5.2 COMBINACIONES DE CARGA

• C1 : 1,4 · PP

• C2 : 1,2 · PP + 1,6 · SCT

• C3.1 : 1,2 · PP ± 1,6 · VX + 1,0 · SCT

• C3.2 : 1,2 · PP ± 1,6 · VY + 1,0 · SCT

• C4.1 : 1,2 · PP ± 1,1 · SX

• C4.2 : 1,2 · PP ± 1,1 · SY

Las combinaciones de carga utilizadas para el diseño de la estructura de acero, según el

método LRFD, son las siguientes:

Dado que el peso de la estructura se concentra en el nivel del emparrillado, donde se

encuentra el postdecantador, la fuerza sísmica se considera actuando en dicho nivel.

 Además, puesto que el postdecantador es de baja altura, no se consideran los efectos devaivén del contenido y se considera como un sólido que forma parte del sistema, pero sin

entregar propiedades estructurales. Se tiene:

FIGURA Nº 5.1.4.1 CARGA SÍSMICA EN EJES PRINCIPALES (SX, SY)

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Para la verificación de suelo se considera el método de tensiones admisibles:

• CS1 : PP + SCT

• CS2 : PP + SC ± VX ± SX ± SV

• CS3 : PP + SC ± VY ± SY ± SV

5.3 RESULTADOS

La siguiente tabla muestra los esfuerzos de diseño (mayorados) obtenidos:

Perfil Comb Pu Mux Muy

t t·m t·m[/]150x150x3 C2 1,45- 0,72 0,00 

[/]100x100x3 C2 1,39- 0,69 0,02 

[/]100x50x4 C1 0,00 0,15 0,00 

TABLA Nº 5.3.1 ESFUERZOS MAYORADOS DE DISEÑO

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6.0 DISEÑO DE ELEMENTOS

6.1 DISEÑO PERFIL 150X150X3

Diseño a Fexión Biaxial y Compresión

Pu : 1,45 t Carga axial mayorada

MuX : 722,00 t·mm Momento mayorado eje X

MuY : 4,00 t·mm Momento mayorado eje Y

Lx : 760,00 mm Longitud de pandeo eje X

Ly : 760,00 mm Longitud de pandeo eje Y

Kx : 2,00 Factor de longitud efectiva eje X

Ky : 2,00 Factor de longitud efectiva eje Y

Se tiene un perfil [/] 150x150x3 de acero A42-27ES, con las siguientes propiedades:

 Ag : 1.740,00 mm²

B : 150,00 mm

H : 150,00 mm

t : 3,00 mm

E : 21,00 t/mm²

Fy : 0,027 t/mm²

Zx : 95.930,82 mm³

Zy : 95.930,82 mm³

rx : 59,80 mm

ry : 59,80 mm

Ix : 6.220.000,00  mm4

Iy : 6.220.000,00  mm4

 A continuación se detalla la verificación de los principales perfiles considerados. La

verificación de los perfiles secundarios se omite y sólo se entrega el factor de utilización

final.

Cabe destacar que no se verifica el corte dadas las bajas solicitaciones en comparación

con la capacidad entregada por los perfiles. Se tiene que, en general, los factores de

utilización de corte son menores al 10%.

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Chequeo de Flexión

Compacidad 

λ : 46,00 

λp : 67,49 

λr : 158,97 

Dado que λ<λp<λr, se tiene que el perfil tiene lados compactos.

Determinación de la Resistencia Nominal en Flexión

Fluencia del área gruesa

Se tiene Mn = Mnx = Mny = Mpx = Mpy = Fy · Zx

Mn : 2.590,13 t·mm

Chequeo a Compresión

Compacidad 

λ : 46,00 

λp : 31,24 

λr : 39,04 

Dado que λr<λ, se tiene que el perfil tiene lados esbeltos.

Determinación de la esbeltez 

Se debe cumplir K·L/r < 200 para ambos ejes:

Kx·Lx/rx : 25,42  ▲ La esbeltez es adecuada

Ky·Ly/ry : 25,42  ▲ La esbeltez es adecuada

Siguiendo la Sección F7 de la norma, se debe verificar sólo el estado de Fluencia, pueslos lados son compactos y no hay pandeo local.

t

t4H ⋅−

=λ Fy

E

42.2p =λ Fy

E

70.5r =λ

t

t4H ⋅−=λ

Fy

E12.1p =λ

Fy

E40.1r =λ

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Resistencia nominal en pandeo flexural 

Se tiene Pn = Fcr·Ag, donde:

λ : 25,42 

Fe : 0,321 t/mm²

 Aeff : 1.740,000 mm²

Qa : 1,00 c : 131,36 

b/t : 46,00 

p : 39,79 

f : 0,026 t/mm²

be : 138,00 mm²

Fcr : 0,026 t/mm²

 Ag : 1.740,00 mm²

Pn : 45,35 t Resistencia en pandeo flexural

Resistencia Nominal en Compresión

La resistencia nominal a la compresión es:

Pn : 45,35 t Resistencia nominal compresión

 Aeff 

Pnf con

bf 

E

)t/b(

38,01

Et92,1be

E

40,1pt

b

Si

 Ag

tbe4

 A

 Aeff Qa

Fe877,0Fcr 

cSi

Fy658,0QaFcr 

cSi

E

FeFyQa

E

71,4cr 

KL

Fe

QaFy

2

2

=

−⋅⋅=

=≥

⋅⋅==

⋅=

 

 

 

 =

≤λλ

⋅π

=⋅==λ

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Verificación para Interacción Compresión-Momento

El factor de utilización de la columna bajo compresión y flexión biaxial se calcula como:

Pu : 1,45 t Carga axial mayorada

Pn : 45,35 t Resistencia axial nominal

Φc : 0,90 Factor de resistencia en compresión

Φb : 0,90 Factor de resistencia en flexión

Pu/ΦPn : 0,04 

Mux : 722,00 t·mm Momento mayorado eje fuerte

Muy : 4,00 t·mm Momento mayorado eje débil

Mnx : 2.590,13 t·mm Momento resistente nominal eje fuerte

Mny : 2.590,13 t·mm Momento resistente nominal eje débil

FU : 0,33 Factor de utilización columna

6.2 DISEÑO PERFIL 100X100X3

Diseño a Flexión Biaxial y Compresión

Pu : 1,39 t Carga axial mayorada

MuX : 687 t·mm Momento mayorado eje X

MuY : 16 t·mm Momento mayorado eje Y

Lx : 1.480,00 mm Longitud de pandeo eje X

Ly : 1.480,00 mm Longitud de pandeo eje Y

Kx : 2,00 Factor de longitud efectiva eje X

Ky : 2,00 Factor de longitud efectiva eje Y

Se tiene un perfil [/] 100x100x3 de acero A42-27ES, con las siguientes propiedades:

De acuerdo al resultado anterior, el perfil tiene la resistencia adecuada para la interacción

compresión - momento.

2,0Pn·c

Pu

Mny·b

Muy

Mnx·b

Mux

Pn·c·2

PuFU

2,0

Pn·c

Pu

Mny·b

Muy

Mnx·b

Mux·

9

8

Pn·c

PuFU

<φφ

=

φ

 

 

 

 

φ

+

φ

+

φ

=

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 Ag : 1.140,00 mm²

B : 100,00 mm

H : 100,00 mm

t : 3,00 mm

E : 21,00 t/mm²Fy : 0,027 t/mm²

Zx : 41.480,72 mm³

Zy : 41.480,72 mm³

rx : 39,40 mm

ry : 39,40 mm

Ix : 1.770.000,00  mm4

Iy : 1.770.000,00  mm4

Chequeo de Flexión

Compacidad 

λ : 29,33 

λp : 67,49 

λr : 158,97 

Dado que λ<λp<λr, se tiene que el perfil tiene lados compactos.

Determinación de la Resistencia Nominal en Flexión

Fluencia del área gruesa

Se tiene Mn = Mnx = Mny = Mpx = Mpy = Fy · Zx

Mn : 1.119,98 t·mm

Chequeo a Compresión

Chequeo de Compacidad 

Siguiendo la Sección F7 de la norma, se debe verificar sólo el estado de Fluencia, pues

los lados son compactos y no hay pandeo local.

t

t4H ⋅−=λ Fy

E42.2p =λ

Fy

E70.5r =λ

t

t4H ⋅−=λ Fy

E12.1p =λ

Fy

E40.1r =λ

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λ : 29,33 

λp : 31,24 

λr : 39,04 

Dado que λ<λp<λr, se tiene que el perfil tiene lados compactos.

Determinación de la esbeltez 

Se debe cumplir K·L/r < 200 para ambos ejes:

Kx·Lx/rx : 75,13  ▲ La esbeltez es adecuada

Ky·Ly/ry : 75,13  ▲ La esbeltez es adecuada

Resistencia nominal en pandeo flexural 

Se tiene Pn = Fcr·Ag, donde:

K·L/r : 75,13 

Fe : 0,037 t/mm²

c : 131,36 

Fcr : 0,020 t/mm²

 Ag : 1.140,00 mm²

Pn : 22,63 t Resistencia en pandeo flexural

Resistencia Nominal en Compresión

La resistencia nominal a la compresión es:

Pn : 22,63 t Resistencia nominal compresión

2

2

Fe

Fy

L·K

E·Fe

Fy

E·71,4c

cr 

L·KsiFe·877,0Fcr 

cr 

L·KsiFy·658,0Fcr 

 

 

 

 

π=

=

>=

=

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Verificación para Interacción Compresión-Momento

El factor de utilización de la columna bajo compresión y flexión biaxial se calcula como:

Pu : 1,39 t Carga axial mayorada

Pn : 22,63 t Resistencia axial nominal

Φc : 0,90 Factor de resistencia en compresión

Φb : 0,90 Factor de resistencia en flexión

Pu/ΦP : 0,07 

Mux : 687,00 t·mm Momento mayorado eje fuerte

Muy : 16,00 t·mm Momento mayorado eje débil

Mnx : 1.119,98 t·mm Momento resistente nominal eje fuerte

Mny : 1.119,98 t·mm Momento resistente nominal eje débil

FU : 0,73 Factor de utilización columna

6.3 DISEÑO PERFIL 100X50X4

Diseño a Flexión Simple

MuX : 148 t·mm Momento mayorado eje X

Se tiene un perfil [/] 100x50x4 de acero A42-27ES, con las siguientes propiedades:

 Ag : 1.081,00 mm²

B : 50,00 mm

H : 100,00 mm

t : 4,00 mm

E : 21,00 t/mm²

Fy : 0,027 t/mm²

Zx : 34.378,85 mm³

Zy : 20.866,35 mm³

rx : 34,80 mm

De acuerdo al resultado anterior, el perfil tiene la resistencia adecuada para la interacción

compresión - momento.

2,0Pn·c

Pu

Mny·b

Muy

Mnx·b

Mux

Pn·c·2

PuFU

2,0

Pn·c

Pu

Mny·b

Muy

Mnx·b

Mux·

9

8

Pn·c

PuFU

<φφ

=

φ

 

 

 

 

φ

+

φ

+

φ

=

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ry : 20,20 mm

Ix : 1.310.000,00  mm4

Iy : 441.000,00  mm4

Chequeo de Flexión

Compacidad 

λ : 21,00 

λp : 67,49 

λr : 158,97 

Dado que λ<λp<λr, se tiene que el perfil tiene lados compactos.

Determinación de la Resistencia Nominal en Flexión

Fluencia del área gruesa

Se tiene Mn = Mnx = Mny = Mpx = Mpy = Fy · Zx

Mn : 928,23 t·mm Resistencia nominal flexión

FU = Mu / 0,9·Mn

FU : 0,18 Factor de Utilización

6.4 DISEÑO DE COSTANERAS C80X40X3

Se considera un modelo de viga simplemente apoyada y se verifica la disposición más

desfavorable: mayor luz de una costanera lateral. Se tiene:

Siguiendo la Sección F7 de la norma, se debe verificar sólo el estado de Fluencia, pues

los lados son compactos y no hay pandeo local.

IE48

LP

2

PV

4

LPM

3

máx

máx

máx

⋅⋅

⋅=∆

=

⋅=

t

t4H ⋅−=λ Fy

E42.2p =λ

Fy

E70.5r =λ

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P : 0,10 t Sobrecarga

L : 1,53 m Longitud máxima de vano entre apoyos

E : 21,00 t/mm² Módulo elasticidad acero

I : 70.100  mm4 Inercia perfil C80x40x3

Mmáx : 38,25 t·mm Momento mayorado de diseño

Vmáx : 0,05 t Corte mayorado de diseño

 ∆máx : 5,07 mm Deformación máxima

Se verifica el perfil para un estado de flexión pura.

Verificación en Flexión Pura

 Ag : 450,00 mm²

B : 40,00 mm

H : 80,00 mm

t : 3,00 mm

E : 21,00 t/mm²

Fy : 0,027 t/mm²

Zy : 3.750,00 mm³

rx : 31,20 mm

ry : 12,50 mm

Ix : 439.000,00  mm4

Iy : 70.100,00  mm4

x : 11,40 mm

Cw : 6,37E+07 mm6

Sy : 2.070,00 mm³

J : 785,00  mm4

Chequeo de Flexión

Compacidad del Alma y Ala

Se tiene un perfil Canal C80x40x3 de acero A42-27ES, con las siguientes propiedades:

Fy

E70.5wr 

Fy

E76.3wp

t

t4Hw

⋅−=λ

Fy

E0.1fr 

Fy

E38.0fp

t

t2bf 

⋅−=λ

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λw : 22,67  λf : 11,33 

λwp : 104,86  λpf : 10,60 

λwr : 158,97  λrf : 27,89 

Se tiene alma compacta y alas no compactas para flexión.

Se calcula de acuerdo a la sección F6 del manual de la AISC-05.

Estado Límite de Fluencia

Mn = Mp = Fy · Zy ≤ 1,6 · Fy · Sy

Mn : 89,42 t·mm

Estado Límite de Pandeo Local de Ala

Se concluye entonces, que el perfil es apto para las solicitaciones.

6.5 RESUMEN DE DISEÑO

Perfil FU

[/]150x150x3 0,33 

[/]100x100x3 0,73 

[/]100x50x4 0,18 

[/]50x50x4 < 0,10

[/]200x100x4 < 0,10

2x[/]200x100x4 < 0,10

 A continuación se presenta una tabla resumen del factor de utilización mayor para cadaperfil considerado:

Dada la disposición espacial del perfil (con las alas hacia abajo), se tiene que las alas

estan traccionadas por lo que no habrá pandeo local.

TABLA Nº 6.5.1 RESUMEN FACTORES DE UTILIZACIÓN

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7.0 DISEÑO FUNDACIONES

7.1 PERNOS DE ANCLAJE

Se tienen los siguientes esfuerzos mayorados para el diseño de la fundación:

Pu : 4,81 t Compresión de diseño

Mu : 70,00 t·mm Momento de diseño

Vu : 1,57 t Corte de diseño

Verificación Corte-Momento

Tu = Tp = (Mu/D)/2

D : 220,00 mm Distancia entre pernos

Tp : 0,16 t Tracción por perno

Vp : 0,39 t Corte por perno

La resistencia nominal a tracción, considerando el momento y corte esta dado por:

Fnt : 0,03 t/mm² Tensión nominal perno A307

Fnv : 0,02 t/mm² Corte nominal perno A307

Φ : 0,75 Factor de reducción

d : 19,05 mm Diámetro perno 3/4"

fv : 0,001 t/mm² Tensión requerida por corte

F'nt : 0,03 t/mm² Tensión nominal considerando corte

 Ab : 285,02 mm² Área sección perno

Rn : 8,84 t Resistencia nominal tracción

FU : 0,02 Factor de Utilización (Tp/ΦRn)

7.2 FUNDACIÓN

Se consideran tres (3) zapatas corridas, que amarran las columnas longitudinales.

bnt  A'FRn ⋅= ntvnv

ntntnt Ff 

F

FF3,1'F ≤

φ−⋅=

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En la sección transversal se tiene:

B : 1,00 m Ancho zapata

L : 1,00 m Largo zapata

H : 0,40 m Altura zapataD : 0,40 m Ancho pedestal (cuadrado)

Hp : 0,75 m Altura pedestal

Ht : 0,60 m Altura relleno

C : 0,30 m Longitud pie de fundación

Wz : 1,30 t Peso zapata

Ws : 1,01 t Peso suelo de relleno

N : 7,12 t Carga axial total

M : 1,75 t·m Momento modificado

σ1 : 17,60 t/m² Tensión máxima suelo

σ2 : 3,37- t/m² Tensión mínima suelo

σadm-d : 20,00 t/m² Tensión admisible dinámica

%ap : 83,90 % Porcentaje fundación en compresión

• Volcamiento

El Factor de Seguridad al Volcamiento está dado por:

MV : 2,38 t·m Momento volcante

MR : 3,56 t·m Momento resistente

FSV min : 1,50 

FSV : 1,50 

Nu

B

MuVu

H

Hp

D

CC

Wz

Xo

Ht22,1

BL

M6

BL

N

⋅+

⋅=σ

)HpH(VuMuMV

2/B)WzWsNu(MRMV

MRFSV

+⋅+=

⋅++=

=

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La fundación es estable frente al volcamiento

• Deslizamiento

El Factor de Seguridad al Deslizamiento para un suelo no cohesivo está dado por:

Φ : 35,00 º Ángulo de fricción interna suelo

FR : 4,28 t Fuerza resistente

FSD min : 1,50 FSD : 2,73 

La fundación es estable frente al deslizamiento.

• Armadura Transversal Zapata

Mz : 1,35 t·m Momento de diseño

 A continuación se calcula la armadura requerida por la fundación en flexión simple:

Mz : 1,35 t·m Momento sobre fundación

f'c : 2.500,00 t/m² Resistencia hormigón H30

b : 1,00 m Ancho unitario de flexión

d : 0,35 m Altura zapata sin recubrimiento

Φ : 0,90 Factor resistencia flexión

µ : 0,01 Adimensional diseño

µ lím : 0,30 Adimensional diseño límite

ω : 0,01 Adimensional diseño

fy : 42.000,00 t/m² Tensión de fluencia acero A63-42H

 A : 1,02 cm² Área a tracción requerida

Vu

B

FR

Nu

µ−−=ω

ω=

·211

fy

d·b·c'f ·85,0· A

)(Tan)WzNu(FRVu

FRFSD

φ⋅+=

=

2dbc'f 85,0Mz

⋅⋅⋅⋅φ=µ

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Se dispone armadura Φ10 a 20 cm, con un área efectiva de 3,93 cm²/m.

• Armadura Longitudinal Zapata

Mz : 0,83 t·m Momento de diseño

 A continuación se calcula la armadura requerida por la fundación en flexión simple:

Mz : 0,83 t·m Momento sobre fundación

f'c : 2.500,00 t/m² Resistencia hormigón H30

b : 1,00 m Ancho unitario de flexión

d : 0,35 m Altura zapata sin recubrimiento

Φ : 0,90 Factor resistencia flexión

µ : 0,00 Adimensional diseño

µ lím : 0,30 Adimensional diseño límite

ω : 0,00 Adimensional diseño

fy : 42.000,00 t/m² Tensión de fluencia acero A63-42H

 A : 0,63 cm² Área a tracción requerida

Se dispone armadura Φ12 a 20 cm, con un área efectiva de 5,65 cm²/m.

• Armadura Pedestal

Las armaduras se diseñan con los siguientes esfuerzos:

La siguiente figura muestra la combinación C4.1 con la que se obtiene los mayoresmomentos en la zapata corrida, obteniéndose lo siguiente:

FIGURA Nº 7.2.1 MOMENTO MAYORADO EN LA FUNDACIÓN

µ−−=ω

ω=

·211

fy

d·b·c'f ·85,0· A

2dbc'f 85,0

Mz

⋅⋅⋅⋅φ=µ

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Md = Mu + Vu · Hp

Md : 1,25 t·m Momento de diseño

Vu : 1,57 t Corte de diseño

 A continuación se calcula la armadura requerida para el pedestal en flexión simple:

Md : 1,25 t·m Momento sobre fundación

f'c : 2.500,00 t/m² Resistencia hormigón H30

b : 0,40 m Ancho sección pedestal

d : 0,35 m Altura zapata sin recubrimiento

Φ : 0,90 Factor resistencia flexión

µ : 0,01 Adimensional diseñoµ lím : 0,30 Adimensional diseño límite

ω : 0,01 Adimensional diseño

fy : 42.000,00 t/m² Tensión de fluencia acero A63-42H

 A : 0,95 cm² Área a tracción requerida

Se dispone armadura 3Φ12 por cara con un área efectiva de 3,39 cm².

La armadura de corte está dada por:

Vu : 1,57 t Corte mayorado

Φ : 0,75 Factor reducción resistencia de corte

Vn : 2,09 t Resistencia requerida

Vc : 11,67 t Resistencia al corte hormigón

µ−−=ω

ω=

·211

fy

d·b·c'f ·85,0· A

2dbc'f 85,0

Md

⋅⋅⋅⋅φ=µ

y

c

f d

Vs Av

db6

f Vc

VsVcVu

Vn

⋅=

⋅⋅

 

 

 

  ′=

+≤φ

=

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El área de armadura de corte mínima, y su separación máxima, están dadas por:

s : 0,20 m Separación entre estribos

 Avmín : 0,67 cm² Área de acero requerida por metro

Se consideran estribos Φ8 @ 20 cm, con lo que se obtiene un área efectiva de 2,51

cm²/m/rama.

yycmínv f 

sb35,0

sbf 063,0 A

⋅⋅≥

⋅⋅′⋅=

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