1 - Memoria de Cálculo

PROYECTO PUENTE PEATONAL EN MALECÓN

TURÍSTICO DEL PUERTO DE ENSENADA M.I. Ricardo Sánchez Vergara DICIEMBRE 2014

Memoria de cálculo:

Calle 10 y Morelos #807-5 Fracc. Ulbrich

Tel. (646) 204-78-02; E-Mail: [email protected]

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2 M.I. Ricardo Sánchez Vergara

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PROYECTO ESTRUCTURAL

“PUENTE PEATONAL EN MALECÓN TURÍSTICO DEL PUERTO DE ENSENADA

I. ANTECEDENTES

De acuerdo a la solicitud del Ing. Salvador Osorio Orozco se realiza el presente

Proyecto Estructural referente a Puente Peatonal, ubicado en el recinto portuario del

municipio de Ensenada, en el estado de Baja California.

II. DESCRIPCIÓN DEL PROYECTO

El proyecto es referente a la construcción de puente peatonal de 63m de longitud,

dividido en dos claros, la superficie de acceso peatonal será de 4.40m de ancho y

tendrá una pendiente mínima del 2%,

Localización Satelital



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Geometría del Puente



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III. ESTRUCTURACIÓN

El puente, que será utilizado para tránsito peatonal, constará de losacero formada

por lámina tipo “SteelDeck” y concreto reforzado. La losa descansará sobre vigas

de acero A-992 (fy=3,520 kg/cm²) de sección “W”, separadas equidistantemente

una de otra y conectadas a la losa mediante pernos de cortante.

La estructura principal, que recibirá a las vigas secundarias, se compone por dos

vigas paralelas de acero, de sección tipo “I”, formada por placas de acero A-36

(fy=2,535 kg/cm²). Las vigas se encargarán de resistir las cargas de servicio y

accidentales y, a su vez, transmitirlas a la cimentación.

Las vigas principales serán recibidas por cabezales de concreto reforzado, los

cuales se encargarán de distribuir los esfuerzos de las vigas a la cimentación.

La cimentación se llevará a cabo mediante pilas de concreto coladas en sitio de

sección circular. El refuerzo de las pilas será a base de varilla corrugada con

esfuerzo de fluencia fy=4,200 kg/cm² tanto en armado longitudinal como

transversal.

Las conexiones se elaborarán en base a las condiciones de trabajo más

adecuadas, ya sea conexión simple a cortante o con transmisión de momentos

según se especifique.



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IV. REGLAMENTACIÓN

Para la aplicación de los criterios de análisis de cargas, y el análisis del

comportamiento estructural, se aplicaron los siguientes reglamentos:

Análisis de Cargas

Reglamento de edificaciones de Baja California vigente del 2013;

Normativa SCT, designación N.PRY.CAR.6.01.003

Normativa AASHTO LRFD Bridge Design Specificatios.

Diseño por Sismo

Manual de Diseño de Obras Civiles, Diseño por Sismo de la CFE del 2008.

Normativa SCT, designación N.PRY.CAR.6.01.004

Diseño de elementos de Concreto

Building Code Requirements for Structural Concrete (ACI 318-11),

American Concrete Institute, Committee 318.

Diseño de elementos de Acero

Load and Resistance Factor Design (LRFD AISC Third Edition), Seismic Design

Manual, American Institute of Steel Construction ASCE 7-10.

Normativa AASHTO LRFD Bridge Design Specificatios.

Mecánica de Suelos

La capacidad portante del suelo y la profundidad de desplante de la cimentación, se

tomará de las recomendaciones proporcionadas en el estudio de mecánica de

suelos, elaborada por el laboratorio GEOSERVICIOS.



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V. ESPECIFICACIONES GENERALES

Concretos

Concreto f’c = 300 kg/cm² en Cabezales.

Concreto f’c = 300 kg/cm² en Pilas.

Concreto f’c = 200 kg/cm² en Losa.

Todo el concreto será vibrado evitando segregación.

El agregado máximo del concreto será de ¾”

El revenimiento máximo en el concreto será de 12 cm.

El curado deberá efectuarse inmediatamente después de haberse producido

el fraguado inicial, aproximadamente 3 horas después del colado.

El colado se deberá colocar de manera que no produzca segregación de los

agregados.

Se debe compactar con vibrador mecánico o eléctrico de diámetro adecuado

al espesor del concreto. La intensidad del vibrado será la necesaria para que

fluya el concreto sin segregarse.

Para concretos hechos en obra, el agua de mezclado deberá ser limpia y

cumplir con los requisitos de la norma NMX-C-122. Si contiene sustancias en

solución o suspensión que la enturbien o le produzcan olor o sabor fuera de

lo común, no deberá emplearse.

La resistencia mínima a compreción (f’c) deberá ser mayor o igual a

200kg/cm² (20mPa) para elementos estructurales (losas,trabes, columnas,

cimentación)



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Acero de refuerzo

Acero de refuerzo de resistencia a la fluencia fy = 4200 kg/cm² para varillas

No.3 y superiores. Acero de refuerzo de resistencia a la fluencia fy = 2800

kg/cm² para varillas del No.2. La protección de las varillas con el exterior se

hará con el recubrimiento, el cual será:

Concreto Colado contra el suelo y expuesto permanentemente en el ....... 75 mm

Losas y Muros ............................................................................................. 20 mm

No se permite utilizar acero oxidado o con aceite o con cualquier otro material

que disminuya su adherencia.

Se debe evitar los traslapes de varilla dentro de los nudos, en una zona de un

cuarto del claro (l/4).

Todas las barras deben ser dobladas en frió.

Donde se efectúe un traslape se deberá colocar un estribo extra.

Los estribos serán de acuerdo a planos.

Se define varilla superior al refuerzo horizontal, el cual tiene concreto fresco por

más de 30 cm colocado por debajo de la longitud de empalme o desarrollo.

Para varillas con recubrimiento epóxico y recubrimiento menor que 3 db o

separación libre menor de 6db multiplicar los valores de la tabla por 1.5 y para

otras varillas con recubrimiento epóxico multiplicar por 1.2.

Donde los empalmes se indiquen en varillas de diferente diámetro, la longitud

de desarrollo se tomara basado en la varilla de menor diámetro.

Todas las barras deben ser dobladas en frio.



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La longitud de traslapes y dobleces se dará, en base a los criterios del ACI-318, de

acuerdo con los valores de la siguiente tabla:

VARILLA DE ACERO

VARILLA DE ACERO

LtLd

Lh

TAMAÑO

1414"

38"

12"

58"

34"

1"

114"

112"

200

13

250

12

300

11

350

21 19 17 16

28 25 23 21

35 32 29 27

42 38 35 32

57 51 46 43

71 63 58 53

85 76 69 64

RESISTENCIA DEL CONCRETO (kg/cm²)

LONG.DE DESARROLLO (Ld) CON GANCHO (cm)

Lh

8

11

15

19

23

30

38

46

37

200

33

250

30

300

28

350

56 50 45 42

74 66 61 56

93 83 76 70

111 100 91 84

185 165 151 140

231 207 189 175

278 248 227 210

RESISTENCIA DEL CONCRETO (kg/cm²)

LONGITUD DE TRASLAPE (Lt) (cm)



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Acero Estructural

Acero de Perfiles

El acero estructural en Vigas principales, formados por placa de acero, será

del tipo A-36 con esfuerzo de fluencia de fy= 2,535 kg/cm² ( fy = 36 ksi ).

El acero estructural en elementos de sección “W” será del tipo A-992 con

esfuerzo de fluencia de fy= 3,520 kg/cm² ( fy = 50 ksi ).

El acero estructural en ángulos será del tipo A-36 con esfuerzo de fluencia de

fy= 2,535 kg/cm² ( fy = 36 ksi ).

Especificaciones Generales

La lamina Steel Deck será sección 4 de IMSA o similar de 3” de peralte

calibre 22.

El acero estructural en placas de conexión será del tipo A-36 con esfuerzo de

fluencia de fy= 2,535 kg/cm² ( fy =36 ksi ).

Los tornillos de las conexiones serán del tipo A-325 con esfuerzo nominal a

la tensión de 6,330 kg/cm² (120ksi).

Las anclas indicadas, serán de acero cold rolled, acero de calidad tipo A-36

con esfuerzo de fluencia de fy= 2,535 kg/cm² ( fy =36 ksi ).

Toda la estructura llevara una mano de primer anticorrosivo y dos manos de

pintura alquidalica color según cliente.

Sera responsabilidad del taller y contratista verificar niveles y realizar los

planos de detalle para fabricación.

Toda la pintura que se dañe durante el transporte y el montaje deberá ser

restaurada por el contratista.

Es responsabilidad del contratista el cuantificar en su totalidad la estructura

metálica y agregar placas de conexión, montaje y desperdicios.



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Soldaduras

Las soldaduras indicadas de bisel, tapón o ranura, deberán ser de

penetración completa.

El área a soldarse, deberá estar libre de moho, rebaba, grasa, polvo y

cualquier material extraño que afecte la unión de las piezas a soldarse.

Tamaño de la soldadura, longitud y espaciamiento deben leerse en ese

orden de izquierda a derecha sobre la línea de referencia. ni la orientación

de la línea de referencia ni la localización de la flecha alteran esta regla.

Las soldaduras en los lados cercano y alejado son del mismo tamaño, a

menos que se indique otra cosa. las dimensiones de los filetes deben

mostrarse en ambos lados.

En donde no se indique, el tamaño de la soldadura a emplear será igual al

espesor más pequeño de los elementos a soldar.



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VI. ANÁLISIS ESTRUCTURAL

Para el análisis estructural se utilizó un software comercial de análisis

tridimensional, basado en la teoría de elementos finitos, en el cual se modeló la

estructura en forma tridimensional y se le aplicaron las cargas determinadas en el

análisis de cargas, obteniendo los elementos mecánicos de diseño como son

fuerzas axiales, fuerzas cortantes en las dos direcciones principales, momentos

flexionantes en las dos direcciones principales y momentos torsionantes para cada

elemento estructural.

Modelo Estructural



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VII. ANÁLISIS DE CARGAS GRAVITACIONALES

Carga viva:

La carga viva de servicio se revisó en los diferentes códigos de diseño: Reglamento

de Edificaciones del Estado de Baja California, Normativa AASHTO y Normativa

SCT.

La carga viva máxima presente de acuerdo a la Normativa AASHTO, que resultó

ser la más desfavorable, para puentes peatonales será:vivaW

420 kg/m²

Carga muerta:

Material y sistema constructivo Peso kg/m²

Lámina de 3” 10.00

Capa de Concreto 200.00

Acabado en Pisos 40.00

Reglamento 40.00

Total = 290.00

Carga total :

CMCVPu 2.16.1 420 kg/m²+290 kg/m²

CMCVPu 2.16.1 710.00 kg/m²



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VIII. COMBINACIONES DE CARGA CONSIDERADAS

Las combinaciones de carga de diseño se determinaron en base a la normativa de

la Secretaría de Comunicaciones y Transportes y la Normativa AASHTO para

puentes.

Las Combinaciones incluyen las siguientes acciones:

CM = Carga Muerta

CV= Carga Viva

CE = Carga accidental provocada por sismo

CW = Carga accidental provocada por viento

Las combinaciones de carga, de acuerdo a la normativa SCT, son las siguientes:

i. [1.00(CM)+1.50(CV)]1.30

ii. [1.00(CM)+1.00(CW)]1.30

iii. [1.00(CM)+1.20(CV)+0.30(CW)]1.30

iv. [1.00(CM)+1.00(CW)]1.25

v. [1.00(CM)+1.00(CE)]1.35

Las combinaciones de carga, de acuerdo a la normativa AASHTO, son las

siguientes:

i. 1.25(CM)+1.50(CV)

ii. 1.00(CM)+1.30(CW)

iii. 0.75(CV)



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IX. REVISIÓN DE LOSACERO

De acuerdo a la tabla S4-7 del Manual de diseño de losas compuestas, la carga

admisible para una sección de losa Steel Deck 4 cal. 22 con 5 cm de espesor de

concreto y con conectores de cortante, actuando para un claro máximo de 2.00 m

es igual a 1895.00 kg/m². La carga actuante máxima es de 710.00 kg/m2.

Ya que las cargas máximas esperadas se encuentran por debajo de la admisible, se

propone la utilización de lámina de 3” sección 4, calibre 22, con 5cm de capa de

compresión y reforzada a base de malla electro-soldada 6-6/8-8. Además se

utilizarán conectores de cortante para asegurar la correcta interacción de la viga y la

losa.

Si se utiliza soldadura como medio de fijación se deberá utilizar una rondana con

una perforación de 3/8" al centro y se colocaran en cada valle de la lámina

coincidiendo en el apoyo y se aplicara la soldadura en el centro verificando que se

haya realizado un correcto anclaje con el elemento de soporte.

Tabla S4-7 del Manual de Diseño de Losas Compuestas



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Detalles de Losacero



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X. ANÁLISIS DE CARGAS SÍSMICAS

Donde:

V = Cortante basal

C = Coeficiente sísmico

β = Factor de amortiguamiento

W = Peso sísmico efectivo estático

Q' = Ductilidad reducida

R = Reducción por sobrerresistencia

ρ = Factor por redundancia

Cálculo del coeficiente sísmico

Donde:

a' = Aceleración reducida

a = Aceleración espectral

β = Factor de amortiguamiento

R = Reducción por sobrerresistencia

ρ = Factor por redundancia

ao= Aceleración máxima del terreno

Fr = Factor de respuesta

Fs = Factor de sitio

aor = Aceleración máxima del terreno rocoso

Para la determinación de las fuerzas sísmicas se empleará el método estático

establecido en el Manual de Diseño de Obras Civiles de CFE del 2008.

De acuerdo al reglamento de diseño de CFE, la aceleración espectral reducida

utilizada, se obtiene de la siguiente manera:

𝑽 =𝑪 𝜷 𝑾

𝑸′𝑹 𝝆

𝑪 = 𝒂 = 𝒂𝟎𝑭𝒓

𝒂′ = 𝒂 (𝜷)

𝑹 (𝝆)

𝒂𝟎 =𝑭𝒔 𝒂𝟎

𝒓

𝟓.𝟓



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Fs = 1.00

a0r = 0.141

Fr = 2.5

β = 1

K = 1.5

1.00 0.776

C = a = 0.141 g 2.5 = 0.353 g

Utilizando el programa "PRODISIS v2.3", tenemos que para la zona de Ensenada, Baja

California, la aceleración máxima en el espectro de respuesta "B" es de :

a0 = = 0.141 g5.5



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La reducción por sobrerresistencia se obtendrá:

Te = 0.40 s

Ta = 0.10 s

Q = 3.0

Ro = 2

R = 1.25

El factor de redundancia se tomará como:

ρx = 1

ρy = 0.8

Así, la aceleración reducida se obtendrá de la siguiente manera:

a' x= 0.353 1 a' x = 0.282

1.25 1

a' y= 0.353 1 a' y = 0.353

1.25 0.80

Por lo tanto, el coeficiente sísmico reducido para la direccion "X" y "Y" es:

Cx = 0.282

Cy = 0.353

si Te ≤ Ta

si Te > Ta

𝑹 = 𝑹𝒐+ 𝟎.𝟓 𝟏− 𝑻𝒆

𝑻𝒂

𝑹 = 𝑹𝒐



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Cálculo del factor reductor por ductilidad Q'

Q' = Ductilidad reducida

Q = Factor de comportamiento sísmico

si: Te < Tb β = Factor de amortiguamiento

K = Parámetro de control de espectro

Te = Periodo estructural

Tb =

si: Te > Tb

Te = 0.40 s

Tb = 0.60 s

Por lo tanto:

Q' = 1 + 3.0 -1 1 0.40

1.5 0.60

Q' = 2.09

Para cualquier tipo de estructura, el factor por ductilidad se obtendrá de la

siguiente manera:

Límite superior de la meseta

del espectro de diseño

En el diseño sísmico de estructuras que no satisfagan las condiciones de

regularidad especificadas, el factor reductor por ductilidad Q', se multiplicará por

el factor α indicado en la tabla 3.1 a fin de obtener las fuerzas sísmicas

reducidas por ductilidad. Sin embargo, en ningún caso Q' se tomará menor que

la unidad.

𝑸′ = 𝟏+ (𝑸 − 𝟏) 𝜷

𝑲 𝑻𝒆

𝑻𝒃

𝑸′ = 𝟏 + (𝑸 − 𝟏) 𝜷

𝑲

1/2

α = 0.8 Q' = 1.67

0.9Cuando no se cumpla una condición de regularidad

enumeradas del 1 al 9 en la sección 3.3.2.1

0.8

Cuando no se cumplan dos o más condiciones de

regularidas, o no se cumpla con la condición de 10 u

11 de regulardidad de la sección 3.3.2.1

0.7 Estructuras fuertemente irregulares

Factor correctivo α Tipo de irregularidad



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Revisión de Coeficiente Sísmico

Alternativamente, se revisará el coeficiente sísmico en base a la normativa SCT,

designación N.PRY.CAR.6.01.004.

Por lo que para el análisis sísmico se utilizará un coeficiente sísmico C=0.50, de

acuerdo a la normativa SCT, designación N.PRY.CAR.6.01.004.

Clasificación de la Estructura: B

Tipo de Suelo: II

Zona Sísmica: C

Valores característicos del espectro sísmico para estructuras tipo B

Zona

Sísmica

Tipo

Sueloao c Ta Tb

I 0.02 0.08 0.20 0.60

II 0.04 0.16 0.30 1.50

III 0.05 0.20 0.60 2.90

I 0.04 0.14 0.20 0.60

II 0.08 0.30 0.30 1.50

III 0.10 0.36 0.60 2.90

I 0.09 0.36 0.20 0.60

II 0.13 0.50 0.30 1.40

III 0.16 0.64 0.60 1.90

C

A

B



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Desplazamientos Relativos

Desplazamientos en x-x

De acuerdo al Análisis Sísmico, estipulado en el Manual CFE 2008

Qx= Rx= ρx= Δax= hsx

De acuerdo al Análisis Estructural realizado:

*Todos los desplazamientos de entrepiso están controlados en el sentido "X"

Desplazamientos en y-y

De acuerdo al Análisis Sísmico, estipulado en el Manual CFE 2008

QY= RY= ρY= Δay= hsx

De acuerdo al Análisis Estructural realizado:

*Todos los desplazamientos de entrepiso están controlados en el sentido "Y"

Nivel 3.80 0.000 0.000 2.67 0.0000 0.0300 0

Distorsion

Permisible

Altura

(cm)

Nivel 8.78 0.370 0.370 2.67 0.0020 0.0300 498

Nivel δy (cm) δye (cm) QRρ Distorsion

1.67 2 0.8 0.0300

0.0300 0

Altura

(cm)

Nivel 8.78 0.080 0.080 3.34 0.0005 0.0300 498

Nivel 3.80 0.000 0.000 3.34 0.0000

1.67 2 1.0 0.0300

Nivel δx (cm) δxe (cm) QRρ DistorsionDistorsion

Permisible



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XI. ANÁLISIS DE CARGAS POR VIENTO

Se calculará mediante: VD = FTR FRZ VR

Donde:

VD = Velocidad básica de diseño

FTR=

FRZ =

Para obtener FRZ :

FRZ = si z ≤ 10

FRZ = si 10 ˂ z < δ

FRZ = si z ≥ δ

((10/δ) α)1.56

El análisis de viento considerado, se estipula en la Norma N-PRY-CAR-6-01-004/01 para

proyectos de puentes y estructuras de la Secretaría de Comunicaciones y Transportes .

"La velocidad básica de diseño, VD, es la velocidad a partir de la cual se calculan los efectos del

viento sobre la estructura o sobre un componente de la misma"

Factor correctivo de acuerdo a condiciones locales de topografia y rugosidad de terreno.

Factor que toma en cuenta el efecto de las características de exposición local

(velocidad y altura).

𝑐 𝑧

10 𝛼

𝑐 𝛿

10 𝛼



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Categoría del terreno: 1 α= δ=

Altura de edificación: Z= FRZ =

VR =

FTR=

Las variables α, δ y c están en función de la rugosidad del terreno, los valores

recomendados se presentan en la sigueinte tabla.

0.099 245 m

140 km/h

1.00

La velocidad regional en km/h. Se tomará en base a los mapas de Isotacas de la Norma de

SCT

1.50 m 1.137

𝑐 𝛿

10 𝛼



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Por lo tanto la velocidad básica de diseño será: VD =

Presión dinámica de base, qz.

qz = 0.0049 G VD²

donde :

qz = Presión dinámica de base a una altura z sobe el nivel de terreno.

G = Factor de corrección por temperatura y por altura con respecto al nivel del mar.

VD = Velocidad básica de diseño

hm = 1.5 m

G =

La presion dinamica es:

qz =

Presión actuante de base, pz.

pz = Cp qz

pz = Presión actuante altura z sobe el nivel de terreno.

Cp = Coeficiente de Presion Cp = 2

Pz =

159.12 km/h

248.08 kg/m²

124.04 kg/m²

1.00



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XII. REVISIÓN DE EFECTOS DE TEMPERATURA

Los efectos de temperatura se evaluarán en base a la Normativa SCT, Designación

N.PRY.CAR.6.01.003, descrita a continuación.

Debido a las condiciones de apoyo de la estructura (siendo vigas simplemente

apoyadas) los cambios del tamaño se los elementos, provocados por los cambios

de temperatura, no provocarán esfuerzos a los elementos de apoyo, por lo que

dichos efectos no se tomarán en cuenta para el análisis.

Para estructuras de concreto o acero con losa calzada de concreto, adicionalmente

a los efectos por variación de temperatura, se calculan los efectos por variación del

gradiente térmico.

El gradiente térmico varía en función de la profundidad de la fibra, en la que los

gradientes en la superficie de la superestructura (T1), a diez centímetros de

profundidad (T2) y en su lecho inferior (T3),

valen:

En climas moderados: T1=23°c y T2=6°c

En climas extremosos: T1=30°c y T2=8°c

El valor de T3=0°c, a menos que se realice

un estudio específico en el sitio para

determinarlo, pero no debe exceder de tres

grados Celsius.

Para este caso, los gradientes a utilizar serán los correspondientes a clima

moderado. Dichas acciones se asignarán durante el proceso de análisis estructural

y serán evaluados de acuerdo a las combinaciones de carga.



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XIII. DISEÑO DE VIGA SECUNDARIA W14X22

Propiedades de la Sección

Sección a revisar: 22 Condiciones de Apoyo:

Longitud Total de la Viga:

d= Ix= Iy= J=

tw= Sx= Sy= Cw=

bf= rx= ry=

tf= Zx= Zy= C=

b f/2t f= r ts= Fr= G=

h/tw= ho= E= Fy=

Datos de diseño

Diagrama de Momentos Flexionantes

Momento Máximo Actuante Mu= Mu=

Momento actuando a 1/4 del claro Ma= Ma=

Momento actuando a 1/2 del claro Mb= Mb=

Momento actuando a 3/4 del claro Mc= Mc=

Longitud no Arriostrada del Claro: Lb= Lb=0.60 m 1.97 ft

36.40 kg.m 0.26 klb.ft

4854.15 kg.m 35.11 klb.ft

36.40 kg.m 0.26 klb.ft

53.30 13.40in 29000ksi 50ksi

4854.15 kg.m 35.11 klb.ft

0.335in 33.20 in³ 4.39 in³ 1.00in

7.46 1.27in 10ksi 11200ksi

0.23in 29.00 in4 2.80 in³ 314.00 in4

5.00in 5.54in 1.04in

W14x Simplemente apoyada

4.00 m

13.70in 199.00 in4 7.00 in4 0.21 in4



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Determinación de la Compacidad de la Sección

λ= Relación de Ancho-Espesor

λp= Límite superior para Categoría "Sección Compacta"

λr= Límite superior para Categoría "Sección No Compacta"

Revisión de Patines

= = λ < λp =

Revisión del Alma

= = λ < λp =

Por lo tanto es una sección Compacta

Determinación de Límites Lp y Lr

53.30 90.51 137.18

Para calcular la resistencia por flexión, se debe tomar en cuenta los tres tipos de falla

en la viga: Pandeo Lateral Torcional (PLT), Pandeo Local del Patin y Pandeo del Alma,

tanto elástica como inelásticamente.

Pandeo

Plástico

PLT

Inelástico

PLT

elástico

7.46 9.19 22.29

𝑦

𝑦

𝑦 −

𝑦



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Lp= Lp=

L'p=

Lp= > Lb=

Lr=

Mr=

Mr=

My= <1.50

Determinación de Momentos Resistentes

Momento Resistente en Zona de Pandeo Plástico (L b<Lp)

Mp= Mp=

Mp=

M'p=

Momento Resistente en Zona PLT Inelástico (L p<Lb<Lr)

Cumpliento con la Condición:

Donde:

Siendo Cb:

Cb=

176.90klb.ft

1.00

76.13klb.ft

10.53ton.m

1.1448

124.50klb.ft 124.50klb.ft

17.22ton.m

44.08in 44.08in

-43.71in

44.08in 23.62in

125.13in

𝑦

𝑦

Mn − −

M 𝑦 𝑥

𝑐

Mn

− −

−

− − −

−



T


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Momento Resistente en Zona PLT Elástico (Lb>Lr)

Diagrama de Resistencia a Flexión de la Viga

Ya que el momento máximo actuante "Mu", se encuentra por debajo de la envolvente "Mn", la

sección es satisfactoria por flexión.

Mn

0.00ton.m

2.00ton.m

4.00ton.m

6.00ton.m

8.00ton.m

10.00ton.m

12.00ton.m

14.00ton.m

16.00ton.m

18.00ton.m

20.00ton.m

0.00

m

1.00

m

2.00

m

3.00

m

4.00

m

5.00

m

6.00

m

Mu

Mr

Lp

Lr

Mu 4.85ton.m

10.53ton.m

1.12m

3.18m



T


ertert



REVISIÓN DEL CORTANTE RESISTENTE DE LA SECCIÓN

Diagrama de Fuerza Cortante

Cortante Máximo Actuante Vu= Vu=

Para considerar la sección como satisfactoria, es necesario cuimplir con al condición

Dónde:

Vu= Cortante Crítico Actuante en la viga

φ= Factor igual a 0.90

Vn= Cortante Resistente de la Sección

1er Caso. No hay acciónes de Pandeo

El primero caso se dará cuando se cumpla con la relación:

Donde Aw es el área del alma del perfil

2do Caso. Se presenta Pandeo Inelástico en el Alma

3er Caso. Se presenta Pandeo Elástico en el Alma

4.85 Ton 10.69 klb

𝑦

𝑦

𝑦

𝑦



T


ertert



= =

Por lo que para la sección 22 Caso 2

Vn= =

Vu= <

Ya que se cumple con la condición de resistencia, la sección es satisfactoria por cortante.

ANÁLISIS DE DEFLEXIONES

Deflexión máxima actuante de acuerdo al análisis estructural:

∆D=

∆L=

Por lo tanto la seccion cumple por deflexiones bajo cargas gravitacionales

1.33cm

∆1= 0.28cm < 1.67cm0.12cm

0.16cm∆2= 0.16cm <

Deflexión máxima permitida de acuerdo al American Institute of Steel Construction (AISC), para

carga viva de servicio:

∆2=L

=4.00m

= 1.33cm300 300

4.85 Ton 40.72 Ton

Deflexión máxima permitida de acuerdo al Reglamento de Edificaciones del Estado de Baja

California, para cargas gravitacionales:

∆1=L

=4.00m

= 1.67cm240 240

8.36 73.96

W14x 53.30

99.71 klb 45.24ton

𝑦

𝑦



T


ertert



XIV. DISEÑO DE VIGA PRINCIPAL V-01

Propiedades de la Sección

Sección a revisar: Viga V-01 Condiciones de Apoyo:

Longitud Total de la Viga:

d= Ix= Iy= J=

tw= Sx= Sy= Cw=

bf= rx= ry=

tf= Zx= Zy= C=

bf/2t f= r ts= Fr= G=

h/tw= ho= E= Fy=

Datos de diseño

Diagrama de Momentos Flexionantes

Momento Máximo Actuante Mu= Mu=

Momento actuando a 1/4 del claro Ma= Ma=

Momento actuando a 1/2 del claro Mb= Mb=

Momento actuando a 3/4 del claro Mc= Mc=

Longitud no Arriostrada del Claro: Lb= Lb=

0.63in 834.47 in4 72.37 in³ 328227.84 in4

16.00in 18.76in 3.19in

Continua

32.00 m

49.75in 19711.86 in4 569.84 in4 10.45 in4

79.60 48.00in 29000ksi 36ksi

325763 kg.m 2356.26 klb.ft

0.875in 962.17 in³ 112.83 in³ 1.00in

7.00 4.08in 10ksi 11200ksi

6.00 m 19.69 ft

158235 kg.m 1144.52 klb.ft

163911 kg.m 1185.58 klb.ft

22695 kg.m 164.16 klb.ft



T


ertert



Determinación de la Compacidad de la Sección

λ= Relación de Ancho-Espesor

λp= Límite superior para Categoría "Sección Compacta"

λr= Límite superior para Categoría "Sección No Compacta"

Revisión de Patines

= = λ < λp =

Revisión del Alma

= = λ < λp =

Por lo tanto es una sección Compacta

Determinación de Límites Lp y Lr

7.00 10.83 27.65

79.60 106.67 161.67

Para calcular la resistencia por flexión, se debe tomar en cuenta los tres tipos de falla en

la viga: Pandeo Lateral Torcional (PLT), Pandeo Local del Patin y Pandeo del Alma, tanto

elástica como inelásticamente.

Pandeo

Plástico

PLT

Inelástico

PLT

elástico

𝑦

𝑦

𝑦 −

𝑦



T


ertert



Lp= Lp=

L'p=

Lp= < Lb=

Lr=

Mr=

Mr=

My= <1.50

Determinación de Momentos Resistentes

Momento Resistente en Zona de Pandeo Plástico (Lb<Lp)

Mp= Mp=

Mp=

M'p=

Momento Resistente en Zona PLT Inelástico (Lp<Lb<Lr)

Cumpliento con la Condición:

Donde:

Siendo Cb:

Cb=

159.35in 159.35in

-74.15in

159.35in 236.22in

460.67in

1577.15klb.ft

218.17ton.m

1.15303

2597.86klb.ft 2597.86klb.ft

359.36ton.m

3388.82klb.ft

2.02

𝑦

𝑦

Mn − −

M 𝑦 𝑥

𝑐

Mn

− −

−

− − −

−



T


ertert



Momento Resistente en Zona PLT Elástico (Lb>Lr)

Diagrama de Resistencia a Flexión de la Viga

Ya que el momento máximo actuante "Mu", se encuentra por debajo de la envolvente "Mn", la

sección es satisfactoria por flexión.

Mn

0.00ton.m

50.00ton.m

100.00ton.m

150.00ton.m

200.00ton.m

250.00ton.m

300.00ton.m

350.00ton.m

400.00ton.m

0.00

m

5.00

m

10.0

0m

15.0

0m

20.0

0m

25.0

0m

30.0

0m

35.0

0m

40.0

0m

45.0

0m

Mu

Mr

Lp

Lr

Mu 325.76ton.m

218.17ton.

4.05m

11.70m



T


ertert



REVISIÓN DEL CORTANTE RESISTENTE DE LA SECCIÓN


Cortante Máximo Actuante Vu= Vu=

Para considerar la sección como satisfactoria, es necesario cuimplir con al condición

Dónde:

Vu= Cortante Crítico Actuante en la viga

φ= Factor igual a 0.90

Vn= Cortante Resistente de la Sección

1er Caso. No hay acciónes de Pandeo

El primero caso se dará cuando se cumpla con la relación:

Donde Aw es el área del alma del perfil

2do Caso. Se presenta Pandeo Inelástico en el Alma

3er Caso. Se presenta Pandeo Elástico en el Alma

52.24 Ton 115.14 klb

𝑦

𝑦

𝑦

𝑦



T


ertert



= =

Por lo que para la sección 0 Caso 2

Vn= =

Vu= <

Ya que se cumple con la condición de resistencia, la sección es satisfactoria por cortante.

ANÁLISIS DE DEFLEXIONES

Deflexión máxima actuante de acuerdo al análisis estructural:

∆D=

∆L=

Por lo tanto la seccion cumple por deflexiones bajo cargas gravitacionales

10.67cm

∆1= 3.15cm < 3.20cm2.95cm

3.15cm∆2= 3.15cm <

Deflexión máxima permitida de acuerdo al American Institute of Steel Construction (AISC), para

carga viva de servicio:

∆2=L

=32.00m

= 10.67cm300 300

52.24 Ton 231.59 Ton

Deflexión máxima permitida de acuerdo al Codigo AASHTO, para carga viva de servicio:

∆1=L

=32.00m

= 3.20cm1000 1000

11.611 87.17

Viga V-01 79.60

567.14 klb 257.32ton

𝑦

𝑦



T


ertert



Detalles de Vigas de Acero



T


ertert



XV. DISEÑO DE CONEXIONES

Conexión de Continuidad en Viga Principal

Datos de la Conexión

Viga :

22

tw=

t f=

d=

bf=

Sx=

Cortante: Ru=

Momento: Mu=

Revisión del Esfuerzo a Flexión Admisible de la Viga

(Considerando dos hileras de tornillos en los patines)

= = =

; Yt=

= φmn= >3495.97 kips-ft 1178.13 kips-ft

Por lo tanto el esfuerzo nominal a flexión (Mn), en la ubicación de los barrenos, en el patín a

tensión será:

W12x

49.75in

0.625in

834.47 in4

115.16 kips

1.000.76923

(16.00in) 0.875in 14.00 in²

< 0.80

0.875in

3884.41 kips-ft

1178.13 kips-ft

De acuerdo al análisis de cargas, los esfuerzos

críticos presentes en la conexión son:

16.00in

700.00 kips

12.03 in²

>782.03 kips

−



T


ertert



Diseño de Conexión a Cortante

Datos de la Placa de Cortante:

L= Leh= n= 11

B= Lev= t=

Fy= Fu= φ=

Esfuerzo Cortante de Tornilos

(De la tabla 7-1) φRn=

φRnt= >

Revisión de Tornillos por Aplastamiento

(De la tabla 7-5) φRn=

11

>

El tamaño de la placa estará dado de acuerdo al número de tornillos, diámetro de los mismos y

longitudes Leh y Lev (Tabla 10-9 AISC)

78.30 kips/bolt

78.30 kips/bolt

(0.500'')

430.7 kips/bolt 115.16 kips

1.50''

3.00''19.50''

3.00''

0.750''

0.500''

36ksi 58ksi

15.90 kips/bolt

174.90 kips 115.16 kips

0.0''

3.0''

6.0''

9.0''

12.0''

15.0''

18.0''

21.0''

24.0''

27.0''

30.0''

33.0''

36.0''

39.0''

0 3 6



T


ertert



Diseño de la Conexión a Momento

Datos de la Placa de Momento:

L= Leh= n= 12

B= Lev= t=

Fy= Fu= φ=

Diseño de Tornillos

Cortante resistente: >

Determinación de Esfuerzo de Cortante Crítico

Por cortante: φRn= (De la tabla 7-1)

Por aplastamiento en patín: φRn= (De la tabla 7-6)

Por aplastamiento en placa: φRn= (De la tabla 7-5)

Revisión de Fluencia en Placa a Momento

=

Revisión de Ruptura en Placa a Momento

Ag= =

φPn= =(0.75) 449.50 kips 337.13 kips > 278.57 kips

324.00 kips 278.57 kips>

8.50in² 7.75in²

101.00 kips/bolt

284.17 kips351.60 kips

284.17 kips

29.30 kips/bolt

75.16 kips/bolt

(1178 kips-ft) (12in/ft)

49.75in=

El tamaño de la placa estará dado de acuerdo al número de tornillos, diámetro de los mismos y

longitudes Leh y Lev (Tabla 10-9 AISC)

21.00'' 2.00''

10.00'' 3.00'' 1.000''

36ksi 58ksi 1.000''

0.0''

3.0''

6.0''

9.0''

12.0''

15.0''

18.0''

21.0''

0 2 4 6 8 10

−



T


ertert



Revisión de Ruptura por Cortante en Placa a Momento

Componente de Tensión: (De la tabla 9-3a)

Componente de Cortante: (De la tabla 9-3b)

Componente de Ruptura: (De la tabla 9-3b)

φRn= (2) =

Determinación del Tamaño de Soldadura a Momento

La plicación de la tensión será perpendicular a la soldadura, por lo que ϴ=

y 1.0 + 0.5(sen1.5

ϴ)=

Dieciseisavos de pulgada = Octavos

Se propone utilizar espesor de solsadura de 3 Octavos

Esfuerzo de Ruptura en la Soldadura

Esfuerzo de ruptura por tensión en el metal base:

En patín de la viga tm in= <

En la placa de conexión: tm in= <

0.172''

0.192''

0.88in

1.00in

90°

1.5

6.67 3.335

(272.70 kips) 1.000'' 545.40 kips > 278.57 kips

51.70 kips

221.00 kips

227.00 kips

)

=

=

=



T


ertert



Detalle de Conexión en Continuidad de Viga



T


ertert



Conexión de Viga Secundaria

Datos de la Conexión

Viga Principal: Tornillos:

Hileras: n= 3

d= Diámetro: φ=

Viga Secundaria:

22 Placa:

tw= Espesor: t=

d= Acero: Fy=

Soldadura: t=

(De acuerdo a la sección J2.2b AISC) 22

0

Revisión de Cortante en los Tornillos

L= Leh=

B= Lev=

φRn= > Vu=

Por lo tanto, el número de tornillos es el adecuado

W14x

0.25''

1.50''

2.00''

De acuerdo al análisis de cargas, el

cortante actuando en la conexión es: 10.70 kips

38.30 kips 10.70 kips

De acuerdo a la Tabla 10-9, del manual AISC, con

los valores mostrados, se tiene que el esfuerzo

cortante admisible por los tornillos es:

El tamaño de la placa estará dado de acuerdo al número de tornillos, diámetro de los

mismos y longitudes Leh y Lev (Tabla 10-9 AISC)

0.75''

W0x

0.25''

50ksi

49.75in

W14x

13.70in

0.23in

9.00''

3.00''

Se urilizarán tornillos A325 tipo Tension Control

Bolts de 3/4" de diámetro

0.0''

1.5''

3.0''

4.5''

6.0''

7.5''

9.0''

0 2 4



T


ertert



Detalle de Conexión Secundaria en Viga W14X22



T


ertert



XVI. DISEÑO DE CIMENTACIÓN

En base a las recomendaciones hechas por el laboratorio de Mecánica de Suelos,

tomando como base las propiedades y condiciones del suelo, se realizará la

propuesta de cimentación mediante pilas de concreto reforzado coladas en sitio.

Debido a la configuración de los estratos del suelo, los elementos de carga (pilas)

se desplantarán a una profundidad de -15.00m. Para mayor información de las

condiciones mecánicas del suelo consultar “Sección 8: Recomendaciones de

Cimentación” del documento de mecánica de suelos.

Rigideces del Suelo

Se asignarán los valores de rigideces por estrato a las pilas, tomando en cuenta así

la interacción suelo-estructura y su respuesta ante las cargas accidentales.

Parámetros del suelo

E s= Módulo de elasticidad

G= Módulo de rigidez medio del suelo de soporte

donde:

γ= peso volumétrico medio del suelo

g= aceleración de la gravedad

Hs= profundidad del estrato firme en el sitio de interés

Ts= periodo fundamental del suelo en el sitio de interés

ν= relación de Poisson

Datos: Resultados:

ν = 0.27 G=

γ=

g= 9.81 m/s² Es=

Hs= 16.00 m

Ts= 0.33 s

Parámetros de la pila

L= longitud de la pila L= 15.00 m E p = Módulo de elasticidad

d= diámetro de la pila d= 0.91 m E p = f'c=250

Por lo tanto las rigideces estáticas para la pila son:

Rigidez estática horizontal

K xo=

Rigidez estática vertical

K vo=

1157823 kN/m

6631146 kN/m

586638 kN/m²

232105 kN/m²

23413570 kN/m²

20.01 kN/m³

𝑠 = 2 1 + 𝑣

=16𝛾

𝑔 𝐻𝑠𝑇𝑠

2

𝐾𝑥𝑜 = 𝑠

𝑠

0.21

𝐾𝑣𝑜 = 1.9 𝑠

0.67



T


ertert



Parámetros del suelo

E s= Módulo de elasticidad

G= Módulo de rigidez medio del suelo de soporte

donde:

γ= peso volumétrico medio del suelo

g= aceleración de la gravedad

Hs= profundidad del estrato firme en el sitio de interés

Ts= periodo fundamental del suelo en el sitio de interés

ν= relación de Poisson

Datos: Resultados:

ν = 0.27 G=

γ=

g= 9.81 m/s² Es=

Hs= 16.00 m

Ts= 0.33 s

Parámetros de la pila

L= longitud de la pila L= 15.00 m E p = Módulo de elasticidad

d= diámetro de la pila d= 0.91 m E p = f'c=250

Por lo tanto las rigideces estáticas para la pila son:

Rigidez estática horizontal

K xo=

Rigidez estática vertical

K vo=

1157823 kN/m

6631146 kN/m

586638 kN/m²

232105 kN/m²

23413570 kN/m²

20.01 kN/m³

𝑠 = 2 1 + 𝑣

=16𝛾

𝑔 𝐻𝑠𝑇𝑠

2

𝐾𝑥𝑜 = 𝑠

𝑠

0.21

𝐾𝑣𝑜 = 1.9 𝑠

0.67



T


ertert



De acuerdo al cálculo, y en apoyo con los datos determinados en la mecánica de

suelos, los resultados para rigideces a diferentes profundidades son los siguientes:

Los valores de rigideces obtenidas se asignarán a los puntos correspondientes, dentro

del modelo estructural, a base de resortes. Los resultados de interacción suelo

estructura se revisarán en el “Análisis de desplazamientos Relativos” bajo los criterios

del Manual de Diseño por Sismo de la CFE.

d= 0.91 m L= 15.00 m Ep=

G kg/cm² Es kg/cm²G kN/m² Es KN/m² Kx (kN/m²) Kv (kN/m²)

647 1642 63471 161080 417055 1820793

669 1673 65629 164121 423263 1855168

716 1817 70240 178248 451792 2014848

748 1899 73379 186292 467824 2105777

778 1975 76322 193748 482554 2190052

808 2052 79265 201301 497357 2275437

916 2325 89860 228083 548937 2578163

1016 2578 99670 252902 595609 2858711

1119 2841 109774 278702 643118 3150349

1316 3340 129100 327654 730816 3703684

1443 3664 141558 359438 786272 4062963

1882 4777 184624 468624 969574 5297155

2048 5199 200909 510022 1036632 5765105

2120 5381 207972 527876 1065197 5966923

2366 5980 232105 586638 1157823 6631146

2293 5821 224943 571040 1133434 6454833

2380 6042 233478 592720 1167296 6699897

Profundidad

9

11

12

13

14

15

16

17

10

1

2

3

4

5

6

7

8

23413570 kN/m²

𝐾𝑥𝑜 = 𝑠

𝑠

0.21

𝐾𝑣𝑜 = 1.9 𝑠

0.67



T


ertert



Revisión de Sección de Pila P-01

Debido a que el elemento se encontrará confinado mediante el suelo, en base a las

rigideces previamente calculadas, y de acuerdo a las consideraciones estructurales del

puente (condiciones de apoyo), se supone que la sección trabajará únicamente ante

cargas axiales. La capacidad de la sección ante cargas axiales se determinará de

acuerdo al siguiente procedimiento:

De acuerdo al análisis estructural, la carga axial máxima es: P=120,355 kg. Por lo que

la sección propuesta es satisfactoria.

Datos de Diseño

Materiales Geometría Armados de la Sección

f'c= d= Armado longitudinal: del # 8

fy= r= Estribos: # 4 @

ϕ=

300.00kg/cm² 91.4 cm 14 varillas (1.1%)

4200.00kg/cm² 20 cm7.5 cm

0.65

Fuerza Axial Máxima Resistente

=

La fuerza resistente se reducirá en un 20% por exentricidad accidental: Pn=

Pu=

1954372.54 kg

1563498.03 kg

1016273.72 kg

𝑐 −



T


ertert



Revisión de la Capacidad de Carga

De acuerdo al análisis realizado por el estudio de mecánica de suelos, las

capacidades de carga del terreno, para cimentación a base de pilas de concreto

coladas en sitio, son las siguientes:

De acuerdo al análisis estructural, la carga axial máxima es: P=120,355 kg. Por lo

que cumple para el criterio de capacidad de carga.

La relación de esbeltez a cumplir, de acuerdo a la información de la mecánica de

suelos es de 20(D), siendo “D” el diámetro de la pila, por lo que la longitud máxima

será: L=18.20m. La sección cumple por relación de esbeltez.



T


ertert



Detalles de Cimentación



T


ertert



Detalles de Pila de Concreto P-01



T


ertert



XVII. DISEÑO DE LOSA DE APROXIMACIÓN DE CONCRETO

Datos

f'c= Tipo de Colado:

Fy= Tipo de losa:

a1=

a2=

r=

Obtención de cargas

Carga muerta:

Concreto

Acabado

Instalaciones

Reglamento

Carga viva:

Por reglamento se tomará carga viva=

Carga factorizada:

Wf= 1.6(Wv)+1.2(Wm)

Wf= 1.6 + 1.2 =

15.00cm

300 kg/cm²

4200 kg/cm²

10.70m

3.00m

Monolítico

Doble apoyo

3.00m

2.50cm

20=

440.00kg/m

1200.00kg/m

360.00kg/m

20.00kg/m

20.00kg/m

40.00kg/m

Espesor de losa por deflexión:

420kg/m²

(440.0kg/m)(420kg/m)



T


ertert



Determinación de momentos

Para momentos Positivos:

Momentos Presentes

Extremos discontinuos: WL² 100

11

Extremos Continuos: WL² 14

14

Vanos interiores: WL² 100

16

Para momentos negativos en extremos:

Apoyo de orilla: WL² 10

10

Apoyo de centro: WL² 100

11

Se usará el mayor de los momentos presentes

M= WL²

10

Determinación de momento resistente

Proponiendo una cuantía de acero: ρ=

As= =

Usando varilla de número 3 se requerirán

El equivalente a tener a una separación de

10

No

No

Si

No

Si

18.0cm

5.56 Pzas

3.960cm²

1080.00kg.m

0.0033

(0.0033) (100.00cm) (12.00cm)

=(1200.00kg/m) (3.00m)²

=



T


ertert



Armado longitudinal:

Vr # 3 @

Asreal= (7) = ρ=

Ru=

Mn= Mu > M

Mu= Armado satisfactorio

Revisión por cortante

Cortante actuante:

Vu=

Cortante resistente del concreto:

Vcn= Vc > Vu

Vc= Peralte satisfactorio

Armado por temperatura:

Aste= (0.0018(b)(d)

Aste=

Usando varilla de número 3 se requerirán

El equivalente a tener a una separación de

Armado por temperatura:

Vr # 3 @

11015.84kg

16.1 kg/cm²

15.0cm

4.750cm²(0.71cm²) 0.0040cm²

2316.18kg.m

2084.56kg.m

1800.00kg

8261.88kg

2.16 cm²

3.03 Pzas

33.0cm

30.0cm

𝑢 = 𝜌( 𝑦) 1− 0.59 𝑦

′𝑐𝜌

= 𝑢( )( 2)

𝑐 = 0.53 ′𝑐( 𝑤)( )



T


ertert



Detalles Estructurales de Losa de Concreto



T


ertert



XVIII. DISEÑO DE TRABES DE CONCRETO

Trabe de Concreto TE-01

De acuerdo al análisis estructural, los esfuerzos en la sección son los siguientes:


Diagrama de Momento Flexionante

-20000.00 kg

-15000.00 kg

-10000.00 kg

-5000.00 kg

0.00 kg

5000.00 kg

10000.00 kg

15000.00 kg

20000.00 kg

0 2 4 6 8 10 12

16674.88 kg

-16674.88

0.00 kg

0 kg

10000 kg

20000 kg

30000 kg

40000 kg

50000 kg

0 2 4 6 8 10 12

0.00 kg.m

44605.30



T


ertert



Datos de Diseño

b=

h=

r=

d=

L=

f'c=

fy=

φ= 0.9

Se propondra el valor de 'φ' igual a 0.9

Trabe Mu= Mn=

Vu= Mu=φ(Mn)

Determinación del Área de Acero

As= a=

Cálculo de φ

β1=

c=

c/d= < 0.375

Valor calculado: φ= 0.90

13.26 cm

0.207

Para la obtención del φ se aplicará interpolación lineal en base a la relacion c/d

64 cm

0.84

300 kg/cm²

4200 kg/cm²

apoyada 44605.30 kg.m 49561.45 kg.m

16674.88 kg

De acuerdo a las fórmulas mostradas se iterará para encontrar los valores correctos

20.19 cm² 11.08 cm

10.70 m

30 cm

70 cm

6 cm

𝑠 =

𝑦 −𝑎2

𝑎 = 𝑠 𝑦

(0.85)( ′𝑐)( )

𝑐 =𝑎

𝛽1

𝑐

= 0.375

1= − ^′ −

r

b

d

c

h



T


ertert



Revisión del Área de Acero

Propuesta de refuerzo:

Refuerzo (1)

Refuerzo (2)

Estribo

Recubrimiento

El espacio utilizado por el armado son , el armado cabe en la sección

El área de acero proporcionada es de ,el area cumple con la necesaria

La trabe se encontrará armada con 4 Vr # 8

en zona inferior, zona donde está actuando el momento de diseño.

Revisión del Área de Acero Mínima.

ρm in= Asm in=

El area de acero proporcionada cumple con el mínimo

Por lo tanto el área a usar será la antes calculada=

Revisión del Área de Acero Máxima

ρm ax= Asm ax=

El área de acero suministrada no excede el máximo

Revisión del Momento Resistente

ρ=

Ru=

Mn=

>

20.27cm²

0.022 41.75cm²

0.0106

40.48 kg/cm²

49746.86 kg.m

49.75 ton.m 49.56 ton.m

0.0033 6.40cm²

0 #4 0.00cm

2 #2 1.27cm

2 2.00cm 4.00cm

23.05cm

20.27cm²

# Varillas Tamaño

4 #8 17.78cm

30cm²

𝜌𝑚𝑎𝑥 = 0.85 𝛽1 ′𝑐

𝑦

0.003

0.003 + 0.004

𝜌 = 𝑠

( )( )

𝑢 = 𝜌( 𝑦) 1− 0.59 𝑦

′𝑐𝜌

= 𝑢( )( 2)

=14/



T


ertert



Revisión de Cortante

Cortante resistente del concreto

Vc=

Obtención del Cortante Crítico

Vmax=

Vnmax=

φ=

La varilla a usar para estribos será de

Separación Máxima de Estribos

Se sabe que el cortante neto es igual a

Vs= Vt-Vc

Vs=

La separación máxima será igual a:

= (d/2) Se utilizarán estribos de

a una separación de 25.0 cm

#3

22233.17 kg

En donde están trabajando el esfuerzo generado por el

concreto y el generado por el acero por lo tanto el cortante

destinado únicamente al acero sera: 4607.82 kg

32.00 cm #3

0.75

17625.35 kg

16674.88 kg

22233.17 kg

𝑐 = 0.53 ′𝑐( 𝑤)( )

=( 𝑠 )( 𝑦 )( )

( 𝑠)



T


ertert



Trabe de Concreto TE-02

De acuerdo al análisis estructural, los esfuerzos en la sección son los siguientes:


Diagrama de Momento Flexionante

-15000.00 kg

-10000.00 kg

-5000.00 kg

0.00 kg

5000.00 kg

10000.00 kg

15000.00 kg

0 1 2 3 4 5 6

9638.40 kg

0.00 kg

0 kg

5000 kg

10000 kg

15000 kg

20000 kg

0 2 4 6

14457.60



T


ertert



Datos de Diseño

b=

h=

r=

d=

L=

f'c=

fy=

φ= 0.9

Se propondra el valor de 'φ' igual a 0.9

Trabe Mu= Mn=

Vu= Mu=φ(Mn)

Determinación del Área de Acero

As= a=

Cálculo de φ

β1=

c=

c/d= < 0.375

Valor calculado: φ= 0.90

4.03 cm

0.063

Para la obtención del φ se aplicará interpolación lineal en base a la relacion c/d

9638.40 kg

De acuerdo a las fórmulas mostradas se iterará para encontrar los valores correctos

6.14 cm² 3.37 cm

0.84

300 kg/cm²

4200 kg/cm²

apoyada 14457.60 kg.m 16064.00 kg.m

70 cm

6 cm

64 cm

6.00 m

30 cm

𝑠 =

𝑦 −𝑎2

𝑎 = 𝑠 𝑦

(0.85)( ′𝑐)( )

𝑐 =𝑎

𝛽1

𝑐

= 0.375

1= − ^′ −

r

b

d

c

h



T


ertert



Revisión del Área de Acero

Propuesta de refuerzo:

Refuerzo (1)

Refuerzo (2)

Estribo

Recubrimiento

El espacio utilizado por el armado son , el armado cabe en la sección

El área de acero proporcionada es de ,el area cumple con la necesaria

La trabe se encontrará armada con 3 Vr # 6

en zona inferior, zona donde está actuando el momento de diseño.

Revisión del Área de Acero Mínima.

ρm in= Asm in=

El area de acero proporcionada cumple con el mínimo

Por lo tanto el área a usar será la antes calculada=

Revisión del Área de Acero Máxima

ρm ax= Asm ax=

El área de acero suministrada no excede el máximo

Revisión del Momento Resistente

ρ=

Ru=

Mn=

>22.14 ton.m 16.06 ton.m

8.55cm²

0.022 41.75cm²

0.0045

18.02 kg/cm²

22141.67 kg.m

2 2.00cm 4.00cm

14.80cm

8.55cm²

0.0033 6.40cm²

0 #4 0.00cm

2 #2 1.27cm

# Varillas Tamaño

3 #6 9.53cm

30cm²

𝜌𝑚𝑎𝑥 = 0.85 𝛽1 ′𝑐

𝑦

0.003

0.003 + 0.004

𝜌 = 𝑠

( )( )

𝑢 = 𝜌( 𝑦) 1− 0.59 𝑦

′𝑐𝜌

= 𝑢( )( 2)

=14/



T


ertert




Cortante resistente del concreto

Vc=

Obtención del Cortante Crítico

Vmax=

Vnmax=

φ=

La varilla a usar para estribos será de

Separación Máxima de Estribos

Se sabe que el cortante neto es igual a

Vs= Vt-Vc

Vs=

La separación máxima será igual a:

= Se utilizarán estribos de

a una separación de 25.0 cm

#3

12851.20 kg

En donde están trabajando el esfuerzo generado por el

concreto y el generado por el acero por lo tanto el cortante

destinado únicamente al acero sera: 0.00 kg

No requiere #3

17625.35 kg

9638.40 kg

12851.20 kg

0.75

𝑐 = 0.53 ′𝑐( 𝑤)( )

=( 𝑠 )( 𝑦 )( )

( 𝑠)



T


ertert



Detalles de Trabes de Concreto



T


ertert



XIX. ZAPATA AISLADA ZA-01

Datos de Diseño

f'c= qa=

Fy= ϒs=

Df=

Cargas de Servicio (Ton,m)

Diseño de Elementos

Pz =

Mx =

My =

Vx =

Vy =

Determinación de Dimensión de Zapata

B= b= Ix= kx=

L= a= Iy= ky=

h= d= cx=

r= A= cy=

300.00kg/cm² 11.00ton/m² (Capacidad de Carga del Suelo)

4200.00kg/cm² 1.650ton/m³ (Peso Volumétrico del Suelo)

1.00m (Profundidad de Desplante)

Carga de Serv ic io Acc idental

16.67 Ton

0 0 0 0.00 Ton 0.00 Ton

Muerta Viva Viento Esf. en Terreno

8.049 4.38 0 12.43 Ton

0 0 0 0.00 Ton 0.00 Ton

0 0 0 0.00 Ton 0.00 Ton

1.30m 0.30m 0.24m 0.22m

0.20m 0.15m 0.65m

0 0 0 0.00 Ton 0.00 Ton

1.30m 0.30m 0.24m 0.22m

0.05m 1.69m² 0.65m



T


ertert



Análisis de Cargas

Fuerza Axial Cargas de Diseño Exentricidades

Terreno=

Pt=

Carga Axial=

Zapata= Mtx= ex=

Mty= ey=

Cálculo de Esfuerzos en el Terreno

mx=

my=

0.81 Ton 0.00 Ton.m 0.000

13.24 Ton 0.00 Ton.m 0.000

1.44 Ton

13.24 Ton

12.43 Ton

De acuerdo a la excentricidad producidad por las cargas actuantes, el cálculo de

esfuerzos en el terreno se podrá llevar a cabo de las siguientes dos maneras:

1) Cuando la resultante se

encuentre dentro del tercio

medio de la zapata:

2) Cuando la resultante se

encuentre por fuera del tercio

medio de la zapata:

0.65m

0.65m

e

− 𝑐

𝑐

𝑚



T


ertert



Analizando para cada sentido de carga

En el sentido "x" kx= > ex=

En el sentido "y" ky= > ey=

+ + σ1= <

- - σ2= <

+ - σ3= <

- + σ4= <

Revisión del Volteo

Para prevenir volteo, se debe cumplir con la relación:

Mrx= Σfz(d)=

Mrx= Σfz(d)=


Análisis de Cargas Ultimas Esfuerzos Últimos

Ptu=

Mtx=

Mty= S1= Sp=

S2=

S3=

S4= Sp=

0.22m 0.000 Caso 1

Pt/A + MtxCx/Ix Pt/A + MtyCy/Iy 8.69ton/m² 11.00ton/m²

0.22m 0.000 Caso 1

11.00ton/m²



8.61 Ton.m 1.50 ok

8.61 Ton.m 1.50 ok

Pt/A + MtxCx/Ix Pt/A + MtyCy/Iy 8.69ton/m²

9.86ton/m² 4

9.86ton/m²

9.86ton/m² 9.86ton/m²

16.67 Ton

0.00 Ton.m

0.00 Ton.m 9.86ton/m² 39.45ton/m²

1.5

=

=

S



T


ertert



b'=

a'=

Ex=

Ey=

fx=

fy=

Revisión de Corte por Penetración

V1= =

V2= =

Vac t =

Bo= ϕ= 0.9 vu=

Vc= >

Revisión de Corte por Flexión

vu= =

ϕVc= >

0.450m

0.450m

0.500m

0.500m

0.350m

0.350m

(1.30) (1.30) 9.86ton/m² 16.67 Ton

(0.35) (1.30) 9.86ton/m² 4.49 Ton

(0.45) (0.45) 9.86ton/m² 2.00 Ton

14.67 Ton

180.00cm

18.58 Ton 4.49 Ton

6.39 kg/cm²

19.05 kg/cm² 6.39 kg/cm²

𝑐

𝑐



T


ertert



Cálculo del Refuerzo

Mu=

= =

As=

Proponiendo varilla del número: 4 As= No= 6 Varillas

1.60 Ton.m

2.86cm² 0.36cm

6.50cm² 6.50cm²

1.27cm²

Por lo que se usará varilla del número 4 @ 22cm (como máximo) en ambos sentidos

𝑢

𝑦 −𝑎

𝑎 𝑠 𝑦

𝑐

𝑦



T


ertert



XX. REVISIÓN DE LUMINARIAS

Análisis de Viento –CFE

De acuerdo a la velocidad de diseño obtenida por los criterios SCT, el método para

la determinación de las cargas por vientos es el siguiente.

Presión Neta Estática

En donde:

Ca, es el coeficiente de arrastre

qz, es la presión dinámica en la base, en "Pa", obtenida de acuerdo con el inciso anterior

La presión neta estática, pn, debida al flijo del viento sobre una chimenea o una torre, se

calcula con la expresión:

Kre, es el factor de correción por relación de esbeltez para altura total de la

estructura, adimensional

𝐾



T


ertert



< 10m²/s

hr= hr/b= 0.01

b= > 0.00002

Ca=1.6+0.105 ln (hr/b)

Ca=1.157

bVd= (0.10m) (38.89m/s) = 3.95m²/s

bVd= 4.0m²/s

De acuerdo a la nota 4, el coeficiente de arrastre se seleccionará de acuerdo a la

relación "hr/b"

1.50mm

hr/b=0.0150.10m



T


ertert



Determinación de Kre

El factor de corrección por relación de esbeltez sólo aplica si Le/b>8

Le/b= 36 Se aplicará el factor Kre

Para este caso, Kre= 0.90

Por lo tanto, de acuerdo a los datos obtenidos, la Presión Neta Estática será:

Kre= 0.90

Ca=

Qz=

Pn=

Determinación de la Fuerza Actuante en la Estructura

b= F= Pn(A)

h= F=

A= F=

La fuerza F estará ubicada en el centroide geométrico de la estructura

36.34 kg

(97.79kg/m²) (0.37m²)

= 97.79kg/m²

920.95 Pa

959.29 Pa

0.10m

3.66m

0.37m²

1.157

𝐾

1 - Memoria de Cálculo

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