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5/14/2018 Memoria de C lculo - Estructura Postdecantador - slidepdf.com
http://slidepdf.com/reader/full/memoria-de-calculo-estructura-postdecantador 1/28
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 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.
5/14/2018 Memoria de C lculo - Estructura Postdecantador - slidepdf.com
http://slidepdf.com/reader/full/memoria-de-calculo-estructura-postdecantador 2/28
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
5/14/2018 Memoria de C lculo - Estructura Postdecantador - slidepdf.com
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9
10
10
11
11
12
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………………………………………...……………………
5/14/2018 Memoria de C lculo - Estructura Postdecantador - slidepdf.com
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INGENIERÍA DE DETALLES AMPLIACIÓNSX-EW PLANTA TALTALMEMORIA DE CÁLCULO ESTRUCTURA POSTDECANTADOR
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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INGENIERÍA DE DETALLES AMPLIACIÓNSX-EW PLANTA TALTALMEMORIA DE CÁLCULO ESTRUCTURA POSTDECANTADOR
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
f
Et92,1be
f
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
=
≤
−⋅⋅=
=≥
⋅⋅==
⋅=
>λ
=
≤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
+
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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INGENIERÍA DE DETALLES AMPLIACIÓNSX-EW PLANTA TALTALMEMORIA DE CÁLCULO ESTRUCTURA POSTDECANTADOR
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
r
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
+
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
=λ
⋅−=λ
Fy
E0.1fr
Fy
E38.0fp
t
t2bf
=λ
=λ
⋅−=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
2σ
B
1σ
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
f
sbf 063,0 A
⋅⋅≥
⋅⋅′⋅=
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