Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

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“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI,  DE LA CARRETERA PARACAYAMIZQUEAIQUILE”  SERPREC LTDA.  1 de 60 MEMORIA DE CÁLCULO DE: MODELACIÓN Y DISEÑO ESTRUCTURAL COMPUTARIZADO PUENTE KURI    OCTUBRE 2013

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MEMORIA DE CÁLCULO DE: MODELACIÓN

Y DISEÑO ESTRUCTURAL COMPUTARIZADO PUENTE KURI

 

 

 

OCTUBRE 2013

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INTRODUCCIÓN. La siguiente memoria trata del diseño estructural de un puente con una luz total de 250m, emplazado en la quebrada del Kuri dentro del tramo carretero Paracaya - Mizque -Aiquile. En esta memoria de cálculo se presentan los procedimientos que se utilizaron en el diseño estructural del puente, con ayuda del programa de análisis y diseño CSI Bridge, de las cuales las pautas a seguir en este proyecto son:  

1. Características del Puente; 2. Normativa de diseño; 3. Materiales; 4. Geometría y elementos del puente; 5. Cuantificación de cargas sobre el puente etapa final; 6. Cuantificación de cargas sísmicas; 7. Cuantificación de cargas desequilibrantes; 8. Diseño de la superestructura; 9. Diseño de la infraestructura; 10. Diseño de fundaciones; 11. Análisis sísmico

1. Características del Puente. Dadas las dimensiones de la quebrada a salvar con una longitud de 250 m. y una profundidad aproximada de 60 m se ha optado por viga a porticada en volados sucesivos en hormigón pretensado, o sea con dos pilas centrales y vanos de 62m – 126m y 62m, en sección cajón de hormigón pretensado, con la altura de la sección variable, esta variación es función parabólica respecto a la longitud, el espesor de la losa de fondo también tiene variación parabólica con respecto a la longitud. Por otra parte y teniendo presente que este puente está emplazado en una zona con sismicidad, las fundaciones son directas sobre roca garantizando el empotramiento de la estructura sobre el lecho rocoso.

Sección Longitudinal del Puente

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Sección transversal de altura variable del Puente

2. Normativa de diseño.

El diseño a nivel final se realizó siguiendo los parámetros establecidos en las normas AASHTO LRFD Bridge Design Specifications 2007.

3. Materiales.

Para el diseño del puente, se escogieron los siguientes materiales:

Resistencia característica del hormigón de la infraestructura f’c = 25 MPa

Resistencia característica del hormigón de la superestructura f’c = 35 MPa

Resistencia de fluencia del acero f’y = 420 MPa

Acero de pretensado de baja relajación grado 270 KSI - fu= 1860 MPa.

Propiedades dependientes del tiempo del concreto – H35.

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4. Geometría y elementos del puente.

• Sección transversal de la superestructura:

Se ha definido una sección transversal para el modelo equivalente a la del puente en área, inercia y altura del centro de gravedad.

Propiedades geométricas de la sección transversal.

La superestructura tiene una altura variable definida mediante una función parabólica, la cual varia de 2.50 m de altura en los extremos y el centro del puente, hasta 7.50 m de altura en las pilas.

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Asimismo, la losa inferior de la superestructura tiene espesor variable definida mediante una función parabólica, la cual varia de 0.25 m de altura en los extremos y el centro del puente, hasta 0.70 m de altura en las pilas.

Variación longitudinal de la superestructura

• Diafragmas:

Se han definido diafragmas de 70 cm en los extremos del puente, diafragmas de 50 cm en el sector de apoyos centrales y de 25 cm en los tramos del puente, de acuerdo al siguiente detalle:

Diafragmas en la superestructura

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• Pretensado:

Se han dispuesto grupos de cables de acero para pretensado, cada tendón está formado por 12 cables T 1/2" Grado 270Ksi (AASHTO LRFD 5.4.4)

La carga aplicada en el extremo del tendón el momento del tesado (PS) (AASHTO LRFD 5.9.3):

Los parámetros adoptados para el cálculo de pérdidas son los siguientes:

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Tendones en apoyos centrales: Se han dispuesto 136 tendones sobre apoyos interiores (68 cables por pila), los que acompañan el proceso constructivo por dovelas

   

Detalle de cables de construcción

Tendones de continuidad en tramos extremos y central: Se han dispuesto 55 tendones de continuidad en total, 13 cables en los tramos por extremo y 29 cables en el tramo central.  

Detalle de cables de continuidad tramo central

Detalle de cables de continuidad tramos extremos

Haciendo un total de 191 tendones en todo el puente.

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• Infraestructura:

Pilas Centrales

La estructura de la superestructura del puente, está unida en forma integral a pilas en apoyos interiores, que son tipo cajón doble en hormigón armado.

Sección transversal de la pila desde la base de la zapata hasta el cabezal de pila.

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Las pilas del puente en la parte inferior se unen rígidamente a zapatas de 2.50m de espesor con una dimensión horizontal de 11m x 11m. Las la zapatas de fundación se apoya sobre lecho rocoso de acuerdo al informe de Geotécnica. A fin de mejorar el empotramiento de la estructura a la roca, adicionalmente se tiene por debajo de la zapata 6 pilotes de 1.20 metros de diámetro y 1.00 metros de longitud distribuidos en dos filas.

Las fundaciones han sido modeladas en un medio elástico, adoptando los siguientes valores en el modelo estructural: Pila Mizque (pila sur):

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Pila Punata (pila norte):

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Estribos

La estructura de la superestructura del puente descansa en los extremos sobre los cabezales de los estribos, los cuales son soportados estructuralmente por tres pilotes de 1.40 metros de diámetro cada uno.

 

Los estribos también han sido modelados en un medio elástico, adoptando los siguientes valores en el modelo estructural:

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Estribo Mizque (lado sur):

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Estribo Punata (lado Norte):

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• Apoyos en extremos

Las condiciones de borde en los extremos son solamente para resistir la solicitación vertical del puente.

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5. Cuantificación de cargas sobre el puente etapa final. (AASHTO LRFD 3.3.2)

Para las cargas sobre el puente, se cuantificaron y dividieron todas las cargas según su naturaleza:

a) Peso propio de los componentes estructurales y accesorios no estructurales (DC): Conformada por el peso propio de las dovelas, diafragmas, pilares, tablero del puente, aceras, bordillos, postes y pasamanos, relleno de contrapeso, etc. Para todos los elementos se han utilizado las densidades indicadas en la tabla 1.

Tabla 1. Densidad de materiales utilizados [AASHTO-LRFD, 2007]

Conformadas por todos los elementos estructurales de la estructura. Se calcula multiplicando el peso específico del material por su espesor o longitud, dependiendo del tipo de carga.

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Aceras, Carga Postes y Pasamanos = 7.94 kN/m

Carga Contrapeso = 127.81 kN/m

b) Peso propio de las superficies de rodamiento (DW): La carga de la superficie de rodadura se tomó como una carga distribuida = 0.50 kN/m2

c) Sobrecarga peatonal (PL): La carga peatonal se tomó como una carga distribuida = 3.59 kN/m2 x (1.00 m) (AASHTO LRFD 3.6.1.6):

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d) Sobrecarga vehicular (LL): Se han determinado siguiendo los procedimientos que indica la Norma AASHTO LRFD Bridge Design Specification [AASHTO, 2007].

Número de líneas de diseño: Generalmente el número de líneas de diseño debería ser determinado tomando la parte entera de la relación w/360, donde w, es el ancho de la superficie de rodadura en cm.

El ancho de la superficie de rodadura es w = 800cm, en consecuencia el número de líneas de diseño será 800/360=2.22, por consiguiente se utilizara 2 líneas de diseño de 3.60m de ancho.

Carga en la línea de diseño: La línea de diseño consistirá de una carga de 9.30KN/m (970kgf/m) uniformemente distribuida en la dirección longitudinal. Transversalmente

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la carga de la línea de diseño será asumida como uniformemente distribuida sobre un ancho de 3.00m. Los efectos de fuerza de las cargas de las líneas de diseño no estarán sujetas a efectos dinámicos.

Vehículos de diseño: Los vehículos de diseño se definieron siguiendo especificaciones del AASHTO-LRFD 2007.

1) El efecto del tándem diseño combinado con el efecto de la línea de carga (línea de diseño). El tándem de diseño consiste en dos ejes de 25kips (110KN) espaciados a 4 pies (1.20m). La línea de diseño consiste en una carga uniforme de 0.64kips/ft (9.30KN/m) distribuida sobre todos los tramos del puente. Esta combinación está identificada en CSiBridge como HL-93M.

2) El efecto de un camión de diseño con espaciamiento variable entre ejes, combinado con el efecto de la línea de carga (carril de carga) de 0.64kips/pie (9.30KN/m). Esta combinación está identificada en CSiBridge como HL-93K.

Camión de diseño HL-93K, CSiBridge

3) Para momentos negativos entre puntos inflexión: 90% del efecto de un tren de carga combinado con el 90% del efecto del carril de carga. El tren de cargas consiste en dos camiones de diseño (ver figura) espaciados una distancia mínima de 50' (15m) entre el eje delantero de un camión y el eje posterior del otro camión. La distancia entre los dos ejes de 32kips deberá ser de 14' (4.30m) para cada camión. Los puntos de inflexión se evalúan según la separación entre camiones. Esta combinación está identificada en CSiBridge como HL-93S.

Camión de diseño HL-93S, CSiBridge

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De acuerdo a lo indicado líneas arriba ello se ha cargado el modelo con los tres tipos de vehículos (camiones de diseño) HL-93M, HL-93K, y HL-93S.

Efectos dinámicos (IM): Cuando los vehículos pasan a su velocidad de diseño producen vibraciones sobre la estructura y dicha vibración amplifica la carga estática de los vehículos, para considerar ese efecto se utilizaran los factores de amplificación de carga dinámica que indica la tabla 3.6.2.1-1 del ASHTO-LRFD 2007.

Para nuestro caso, el incremento por Carga Dinámica es de un 33%

e) Fuerza de Frenado de los vehículos (BR): Para la fuerza de frenado consideraremos toda la longitud del puente, L=250.0m. Esta fuerza se tomara el máximo de lo siguiente:

25% del camión de diseño: 80.07 kN 25% del Tándem diseño: 55.6 kN 5% del camión de diseño del carril de carga: 132.76 kN 5% del Tándem de diseño del carril de carga: 127.87 kN

Valor escogido para la fuerza de frenado = 132.76 kN

Factor de presencia múltiple (AASHTO LRFD 3.6.1.1.2-1) = 1.00

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Se asumirá que esta fuerza actúa horizontal a una distancia de 1.80 metros por encima de la superficie de rodadura en la dirección longitudinal para causar los efectos de fuerza extrema.

Fuerza de Frenado = 265.53 kN

Momento producido por la Fuerza de Frenado = 477.95 kN*m

f) Viento sobre la estructura (WSL , WST , WSV): Se ha determinado siguiendo los procedimientos que indica la Norma AASHTO LRFD Bridge Design Specification [AASHTO, 2007].

Presión Barlovento: 1.6367 kN/m2

Presión Sotavento: 0.8183 kN/m2

Presión Longitudinal: 0.5700 kN/m2

Presión Vertical: 0.9600 kN/m2

Área de la Superestructura = 1072.12 m2

Área de barandado = 68.90 m2

Área Total = 1141.02 m2

Presión de viento puntual por la superestructura en cada pila: - longitudinal de la superestructura: 325.19 kN - transversal en la superestructura: 1400.60 kN

 

 

 

 

 

 

 

Presión Vertical del viento, esta carga lineal longitudinal se aplicará en el punto correspondiente a un cuarto del ancho del tablero a barlovento, juntamente con la carga horizontal calculada anteriormente.

Presión Vertical del viento: 9.60 kN/m

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Presión de viento en la Infraestructura, carga lineal longitudinal aplicada en ambas las pilas (AASHTO‐LRFD 3.8.1.2.3)

Presión Viento en las Pilas: 1.90 kN/m2

- longitudinal de la superestructura: 1.90 kN/m2 x 5.00 m = 9.58 kN/m - transversal en la superestructura: 1.90 kN/m2 x 4.00 m = 7.66 kN/m

g) Viento sobre la sobrecarga (WLL , WLT): Se aplican las fuerzas de viento en la superestructura, de acuerdo a lo indicado en (AASHTO‐LRFD 3.8.1.3).

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Viento Longitudinal: 0.58 kN/m2

Momento por aplicación de la fuerza longitudinal a 1.8m: 1.04 kN*m/m

Viento Transversal: 1.46 kN/m2

Momento por aplicación de la fuerza transvesal a 1.8m: 2.63 kN*m/m

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Combinación de Viento sobre la estructura (WSL , WST): Con el objeto de tener un efecto combinado por la acción del viento, se realiza la siguiente combinación de las acciones ortogonales X – Y:

Caso 1: 100% WSL + 30% WST

Caso 2: 100% WST + 30% WSL

6. Cuantificación de Cargas Sísmicas.

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Para el cálculo de las fuerzas sísmicas, se escogió un espectro de respuesta para la zona del proyecto, en correspondencia a lo indicado en la AASHTO LRFD, 2007 y de la norma sísmica boliviana NBDS – 2006, con mapas de aceleraciones sísmicas realizados en base a información del observatorio de San Calixto.

Clasificación de edificación De acuerdo a la Norma Boliviana de Diseño Sísmico NBDS-2006 esta edificación se encuentra en el GRUPO A:

“Edificaciones cuya integridad estructural durante y después del sismo es vital, donde se requiere un grado de seguridad muy alto, por ejemplo hospitales,…, puentes y viaductos principales, túneles, represas de agua, etc. Factor de Importancia FI=1.4.”

Factor de Comportamiento

Se asume el valor para el Factor de Comportamiento FC=2.0

De acuerdo a la Norma Boliviana de Diseño Sísmico NBDS-2006 indica que:

“Las estructuras cuyo factor de comportamiento sea igual a dos (FC=2) se diseñaran una parte elásticamente y otra parte plásticamente para soportar la acción sísmica máxima (sismos severos). La parte elástica servirá para soportar la mitad de la acción sísmica de diseño, considerada la parte correspondiente a los sismos moderados (comunes y corrientes), que son los que se presentan varias veces durante la vida útil de la estructura, la otra mitad del sismo se absorberá mediante comportamiento inelástico de la estructura, cuando se presente la acción sísmica máxima poco probable (sismo severo). De esta manera se consigue una seguridad razonable a un costo adecuado.” Espectro sísmico

El espectro sísmico para la zona de emplazamiento del Puente Kuri, recomendado por la NBDS-2006 corresponde al espectro Tipo 8.

ESPECTRO TIPO 6

Espectro Para Suelo Firme (adm ≥ 3.0 kg/cm2)

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Aceleraciones Espectrales Máximas La aceleración espectral máxima debe tomar en cuenta la influencia del Factor de Importancia “FI” y el Factor de Comportamiento “FC”, de la siguiente manera:

Donde: As = Aceleración espectral máxima Sa/g = Seudo aceleración tomada del espectro de diseño g = aceleración gravitacional

Por tanto las aceleraciones espectrales máximas a ser consideradas para el análisis sísmico dinámico son los valores obtenidos en la tabla a continuación.

PUNTOS PERIODO [seg] 

PSEUDO ACELERACION 

[Sa/g] 

FACTOR DE IMPORTANCIA 

[FI] 

FACTOR DE COMPORTAMIENTO 

[FC] 

ACELERACION ESPECTRAL 

MAXIMA [m/seg^2] 

1  0.00  0.1200  1.40  2.00  0.0840 

2  0.40  0.3000  1.40  2.00  0.2100 

3  1.00  0.3000  1.40  2.00  0.2100 

4  2.00  0.2121  1.40  2.00  0.1485 

5  3.00  0.1732  1.40  2.00  0.1212 

6  4.00  0.1500  1.40  2.00  0.1050 

7  5.00  0.1342  1.40  2.00  0.0939 

8  6.00  0.1225  1.40  2.00  0.0858 

Definición de la Función del Espectro de Respuesta introducido a CSiBridge

Combinación de Solicitaciones Sísmicas (AASHTO ‐LRFD 3.10.8) Las solicitaciones sísmicas elásticas según cada uno de los ejes principales de un componente obtenidas mediante análisis en las dos direcciones perpendiculares se deberán combinar de la siguiente manera para formar dos casos de carga:

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• 100 por ciento del valor absoluto de las solicitaciones en una de las direcciones perpendiculares combinado con 30 por ciento del valor absoluto de las solicitaciones en la segunda dirección perpendicular, • 100 por ciento del valor absoluto de las solicitaciones en la segunda dirección perpendicular combinado con 30 por ciento del valor absoluto de las solicitaciones en la primera dirección perpendicular.

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Factores y combinaciones de carga

Se aplican los factores y combinaciones de carga, de acuerdo a lo indicado en AASHTO ‐LRFD 3.4.1.1

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7. Cuantificación de cargas desequilibrantes (AASHTO LRFD 5.14.2) AASHTO LRFD 5.14.2.3.2 - Cargas Constructivas

Se deberán considerar las siguientes cargas constructivas:

DC = peso de la estructura soportada. No se considera las cargas por postes y pasamanos, contrapeso y carga peatonal

DW = carga permanente sobrepuesta. La carga de la superficie de rodadura se tomó como una carga distribuida = 0.50 kN/m2

DIFF = carga diferencial. aplicable sólo a la construcción por voladizos equilibrados; tomar como 2 por ciento de la carga permanente aplicada a un voladizo = 0.45 kN/m2

CLL = sobrecarga constructiva distribuida. Una tolerancia que considera diversos elementos de la planta, maquinaria y otros equipos, además del equipo de

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montaje especializado principal; se toma como 4,8 × 10-4 MPa por el área de tablero; en la construcción por voladizos esta carga se toma como 4,8 × 10-4 MPa en un voladizo y como 2,4 × 10-4 MPa en el otro.

CE = equipo de construcción especializado. Cualquier equipo especial incluyendo los encofrados deslizantes = 25 kN.

U = desequilibrio de los segmentos. efecto de cualquier segmento fuera de equilibrio u otra condición no habitual, según corresponda; se aplica fundamentalmente a la construcción por voladizos equilibrados = 410.27 kN.

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WUP = fuerza de levantamiento del viento sobre un voladizo: 2,4 × 10-4 MPa por el área del tablero para construcción por voladizos equilibrados aplicada solamente a uno de los lados.

WS = carga de viento horizontal sobre las estructuras de acuerdo con los requisitos de la Sección 3.

Presión de viento puntual por la superestructura en cada pila: - longitudinal de la superestructura: 325.19 kN - transversal en la superestructura: 1400.60 kN

 

 

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Presión Viento en las Pilas: 1.90 kN/m2

- longitudinal de la superestructura: 1.90 kN/m2 x 5.00 m = 9.58 kN/m - transversal en la superestructura: 1.90 kN/m2 x 4.00 m = 7.66 kN/m

WE = carga de viento horizontal sobre los equipos; tomar como 4,8 × 10-3 MPa

por la superficie expuesta. = 43.20 kN.

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Factores y combinaciones de carga para etapa de construcción

Se aplican los factores y combinaciones de carga, de acuerdo a lo indicado en AASHTO ‐LRFD 5.14.2.3.3

8.1 Cargas por etapas constructivas Adicionalmente, se realizó un modelo en el programa CsiBridge, para evaluar las tensiones y deformaciones durante las diferentes etapas constructivas de los volados sucesivos.

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“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI,  DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” 

 

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8. Diseño de la superestructura Se ha requerido al programa los siguientes requerimientos de diseño para las combinaciones de carga, tanto para las etapas constructivas, cargas desequilibrantes y para la etapa final del puente, descritas anteriormente:

Control de tensiones admisibles a lo largo de la sección del puente. Control de tensiones principales admisibles a lo largo de la sección del puente. Control de flexión (demanda vs. capacidad) a lo largo del puente. Control del esfuerzo cortante (relación: demanda / capacidad).

RESULTADOS DEL DISEÑO DE LA SUPERESTRUCTURA DEL PUENTE KURI

- ETAPAS CONSTRUCTIVAS

Control de tensiones admisibles a lo largo de la sección del puente

Envolvente de tensiones a nivel de la losa superior (MPa)

Envolvente de tensiones a nivel de la losa inferior (MPa)

Las tensiones a nivel de la losa superior e inferior en el hormigón a lo largo del puente son inferiores a las admisibles tanto en tracción (2.958 MPa) como en compresión (15.75 MPa) para un hormigón de 35 MPa.

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Control de tensiones principales admisibles a lo largo de la sección del puente.  

Las tensiones principales en el hormigón a lo largo del puente son inferiores a las admisibles tanto en tracción (2.958 MPa) como en compresión (15.75 MPa) para un hormigón de 35 MPa.  

Control del esfuerzo cortante (relación: demanda / capacidad).  

 

La relación demanda/capacidad a lo largo de la sección del puente es inferior a 1  

 

 

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Control de flexión (demanda vs. Capacidad) a lo largo del puente (kn*m).

Los momentos flexores a lo largo de la sección del puente son inferiores a los momentos.

RESULTADOS DEL DISEÑO DE LA SUPERESTRUCTURA DEL PUENTE KURI - FUERZAS DESEQUILIBRANTES

Control de tensiones admisibles a lo largo de la sección del puente

Envolvente de tensiones a nivel de la losa superior (MPa)

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Envolvente de tensiones a nivel de la losa inferior (MPa)

Las tensiones a nivel de la losa superior e inferior en el hormigón a lo largo del puente son inferiores a las admisibles tanto en tracción (2.958 MPa) como en compresión (15.75 MPa) para un hormigón de 35 MPa. Control de tensiones principales admisibles a lo largo de la sección del puente.  

 

Las tensiones principales en el hormigón a lo largo del puente son inferiores a las admisibles tanto en tracción (2.958 MPa) como en compresión (15.75 MPa) para un hormigón de 35 MPa.  

 

 

 

 

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SERPREC LTDA.    38 de 60 

Control del esfuerzo cortante (relación: demanda / capacidad).

La relación demanda/capacidad a lo largo de la sección del puente es inferior a 1 Control de flexión (demanda vs. Capacidad) a lo largo del puente (kn*m).

Los momentos flexores a lo largo de la sección del puente son inferiores a los momentos.  

 

 

 

 

 

 

 

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RESULTADOS DEL DISEÑO DE LA SUPERESTRUCTURA DEL PUENTE KURI (MODIFICADO) - ETAPA EN FINAL

Control de tensiones admisibles a lo largo de la sección del puente

Envolvente de tensiones a nivel de la losa superior (MPa)

Envolvente de tensiones a nivel de la losa inferior (MPa)

Las tensiones a nivel de la losa superior e inferior en el hormigón a lo largo del puente son inferiores a las admisibles tanto en tracción (2.958 MPa) como en compresión (15.75 MPa) para un hormigón de 35 MPa.  

 

 

 

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Control de tensiones principales admisibles a lo largo de la sección del puente.  

 

Las tensiones principales en el hormigón a lo largo del puente son inferiores a las admisibles tanto en tracción (2.958 MPa) como en compresión (15.75 MPa) para un hormigón de 35 MPa. Control del esfuerzo cortante (relación: demanda / capacidad).  

  La relación demanda/capacidad a lo largo de la sección del puente es inferior a 1  

 

 

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Control de flexión (demanda vs. Capacidad) a lo largo del puente (kn*m).  

 

 

Los momentos flexores a lo largo de la sección del puente son inferiores a los momentos. Nota.- Como se puede observar en este resumen, el resultado del análisis realizado en la superestructura cumple los requisitos establecidos en la norma AASHTO LRFD 2007. Armaduras requeridas por cortante.

Acero requerido por esfuerzo cortante a lo largo del puente (cm2/cm)

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Envolvente de deformaciones para el grupo de combinaciones AASHTO LRFD en Estado de Servicio.  

Deformación vertical

Deformación lateral

Deformación transversal Datos pila sur Datos centro Datos pila norte

Para los criterios de control de deflexiones la norma AASHTO LRFD 2007 nos proporciona la siguiente relación:

126.001000

12.6

Deflexión relativa Vertical del vano central respecto de la deformación en los extremos en pilas:

7.082.59 2.35

24.61

Las deformaciones máximas verticales de todas las combinaciones en estado de servicio son:

Pila Mizque (Sur), con un desplazamiento vertical de 2.59 cm. Vano central, con un desplazamiento vertical de 4.61 cm. Pila Punata (Norte), con un desplazamiento vertical de 2.35 cm.

Deflexión relativa Lateral del vano central respecto de la deformación en los extremos en pilas:

15.9710.85 12.06

24.52

Las deformaciones máximas laterales de todas las combinaciones en estado de servicio son:

Pila Mizque (Sur), con un desplazamiento lateral de 10.85 cm. Vano central, con un desplazamiento lateral de 4.52 cm. Pila Punata (Norte), con un desplazamiento lateral de 12.06 cm.

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La estructura está dentro de los límites de deflexión para la etapa de servicio.

Deformación longitudinal.

 

Deformación vertical

Deformación lateral

Datos Estribo Sur Datos Estribo Norte

En los extremos del puente la deformación máxima longitudinal es de 3.71 cm y 4.63 cm respectivamente.

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9. Diseño de la infraestructura Verificación de los Estribos, Pilas y Pilotes Diseñamos la armadura en los Estribos, Pilas y Pilotes con el programa, el cual nos muestra la relación de radios de capacidad P-P-M (AASHTO Concrete 07) los cuales son menores a uno, por lo que el diseño es satisfactorio. Estas solicitaciones ya incluyen los efectos del pandeo, ya que el análisis fue realizado considerando los efectos del segundo orden. Para el diseño de la infraestructura, se usaron los grupos de combinaciones de carga de Servicio, Resistencia y Eventos Extremos según la norma AASHTO LRFD. Estribo Mizque (Lado Sur)

La relación de radios de capacidad P-P-M (AASHTO Concrete 07) son menores a uno, por lo que el diseño es satisfactorio.

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SERPREC LTDA.    45 de 60 

Estribo Punata (Lado Norte) La relación de radios de capacidad P-P-M (AASHTO Concrete 07) son menores a uno, por lo que el diseño es satisfactorio.

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SERPREC LTDA.    46 de 60 

Pila Mizque (Lado Sur) 

Datos Pila Datos Pilote más solicitado

La relación de radios de capacidad P-P-M (AASHTO Concrete 07) son menores a uno, por lo que el diseño es satisfactorio.

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SERPREC LTDA.    47 de 60 

Pila Punata (Lado Norte)

Datos Pila Datos Pilote más solicitado

La relación de radios de capacidad P-P-M (AASHTO Concrete 07) son menores a uno, por lo que el diseño es satisfactorio.

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SERPREC LTDA.    48 de 60 

Dimensionamiento y Verificación de las zapatas Fundación Pila Mizque (Lado Sur) Solicitaciones:

ESTADO DE SERVICIO ESTADO LÍMITE ÚLTIMO EVENTO EXTREMO

(Z) Pes = -36916.89 kN Pel = -48542.71 kN Pel = -45553.85 kN

(XX) M33es = 11751.02 kN.m M33el = 13926.66 kN.m M33el = 103836.43 kN.m

(YY) M22es = 26029.15 kN.m M22el = 32620.24 kN.m M22el = 99083.86 kN.m

Módulo de Balasto del terreno de fundación: Mb = 169.1 MN/m3 = 169100 kN/m3 Modelamos la zapata con las cargas en el programa ETABS para obtener la distribución de cargas por efecto de los muros de la pila. Transferimos el diseño al programa Safe, para el diseño de la losa de fundación:

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SERPREC LTDA.    49 de 60 

Realizamos un análisis no lineal de 2º orden, permitiendo el levantamiento de la zapata (Uplift).

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Envolvente de Deformaciones de la zapata para el Estado de Servicio (mm)

Envolvente de Deformaciones de la zapata para el Evento Extremo (mm)

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SERPREC LTDA.    50 de 60 

Presión de contacto admisible de la roca de fundación:

Fatiga admisible del hormigón de la zapata: f'c 25 MPa Tensión admisible del hormigón: σah = 0.3 f'c = 7.5 MPa Presión de contacto admisible de la roca de fundación: σr 1.47 MPa

σadm = min(σah , σr) = 1470 kN/m2

Presiones de contacto en Estado de Servicio (kN/m2) Presiones de contacto en Evento Extremo (kN/m2)

La presión de contacto es menor que la admisible

σadm = 1470 kN/m2

La presión de contacto es menor que la admisible

σadm = 1470 kN/m2

Page 51: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

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SERPREC LTDA.    51 de 60 

Armadura total en sentido X requerida (cm2/m):

Inferior Superior Armadura total en sentido Y requerida (cm2/m):

Inferior Superior

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SERPREC LTDA.    52 de 60 

Armado de la parrilla superior e inferior. Sobre la base de una parrilla inferior de 25mm cada 10cm y una parrilla superior de de 16mm cada 20cm se completan las siguientes armaduras: Armadura en sentido (X) cm2/m: Armadura en sentido (Y) cm2/m:

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SERPREC LTDA.    53 de 60 

Estribos en sentido X requeridos por corte (cm2/m): Estribos en sentido Y requeridos por corte (cm2/m):

Page 54: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

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SERPREC LTDA.    54 de 60 

Fundación Pila Punata (Lado Norte) Solicitaciones:

ESTADO DE SERVICIO ESTADO LÍMITE ÚLTIMO EVENTO EXTREMO

(Z) Pes = -38656.46 kN Pel = -51120.71 kN Pel = -47716.76 kN

(XX) M33es = 11099.03 kN.m M33el = 15548.29 kN.m M33el = 116146.20 kN.m

(YY) M22es = 31976.71 kN.m M22el = 43292.18 kN.m M22el = 105153.28 kN.m

Módulo de Balasto del terreno de fundación: Mb = 400.3 MN/m3 = 400300 kN/m3 Modelamos la zapata con las cargas en el programa ETABS para obtener la distribución de cargas por efecto de los muros de la pila. Transferimos el diseño al programa Safe, para el diseño de la losa de fundación:

Page 55: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI,  DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” 

 

SERPREC LTDA.    55 de 60 

Realizamos un análisis no lineal de 2º orden, permitiendo el levantamiento de la zapata (Uplift).   

Envolvente de Deformaciones de la zapata para el Estado de Servicio (mm)

Envolvente de Deformaciones de la zapata para el Evento Extremo (mm)

Page 56: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

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SERPREC LTDA.    56 de 60 

Presión de contacto admisible de la roca de fundación:

Fatiga admisible del hormigón de la zapata: f'c 25 MPa Tensión admisible del hormigón: σah = 0.3 f'c = 7.5 MPa Presión de contacto admisible de la roca de fundación: σr 2.71 MPa

σadm = min(σah , σr) = 2710 kN/m2

 

Presiones de contacto en Estado de Servicio (kN/m2) Presiones de contacto en Evento Extremo (kN/m2)

La presión de contacto es menor que la admisible

σadm = 2710 kN/m2

La presión de contacto es menor que la admisible

σadm = 2710 kN/m2

Page 57: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

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SERPREC LTDA.    57 de 60 

Armadura total en sentido X requerida (cm2/m):

Inferior Superior Armadura total en sentido Y requerida (cm2/m):

Inferior Superior

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SERPREC LTDA.    58 de 60 

Armado de la parrilla superior e inferior. Sobre la base de una parrilla inferior de 25mm cada 10cm y una parrilla superior de de 16mm cada 20cm se completan las siguientes armaduras: Armadura en sentido (X) cm2/m: Armadura en sentido (Y) cm2/m:

Page 59: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI,  DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” 

 

SERPREC LTDA.    59 de 60 

Estribos en sentido X requeridos por corte (cm2/m): Estribos en sentido Y requeridos por corte (cm2/m):

Page 60: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

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SERPREC LTDA.    60 de 60 

10. Análisis sísmico Se realizó en forma adicional el diseño sísmico automatizado para puentes que realiza el programa en concordancia con el código AASHTO Seismic Guide Specifications. El programa nos reporta en las pilas y estribos como resultado de este cálculo relaciones de Demanda/Capacidad, que para un resultado satisfactorio estas relaciones tienen que ser menores a la unidad.

El Diseño sísmico realizado se encuentra en la categoría "D" que es la más completa en verificaciones, incluyendo el análisis "Push Over" en la Pilas, realizando el análisis que consiste en:

El programa aplica la carga muerta a todo el puente y calcula las propiedades de las secciones de rotura en las pilas, modificando en forma iterativa la rigidez de las secciones hasta que el modelo converge.

Realiza el cálculo de los modos y efectúa un análisis de espectro de respuesta para poder así obtener los valores de desplazamiento demandados.

Al realizar el análisis como estructura de categoría "D" las pilas en las fundaciones se verifican en forma aislada con cargas equivalentes.

Luego se calculan la capacidad de desplazamientos que tiene la estructura, mediante el análisis "Push Over" (Para estructuras categoría "D").

Finalmente el programa calcula las relaciones de Demanda/Capacidad.

Las relaciones de demanda capacidad las encontramos en la siguiente tabla.

En la que los valores de la relación Demanda/Capacidad obtenidos, son satisfactorios para el diseño.

Se adjunta un dvd con todos los archivos y el análisis del programa CSiBridge v.15.2.0 (Etapa Final, Etapas de Constructivas, Fuerza Desequilibrantes y Push Over), como anexo al presente documento.

Page 61: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

DISEÑO DEL CABEZAL DE ESTRIBO

Diseño a flexion armadura inferior:

Datos a emplear: Mu 62.25kN m

b 400cm ϕ 0.90 β1 0.85

Page 62: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

h 210cm d h 3cm 207.00 cm

fc 25MPa fy 420MPa

As 40.22cm2

para 20 26 (barras con separacion cada 20cm)

Momento resistente del acero de refuerzo:

cAs fy

0.85 β1 fc b2.34 cm a' β1 c 1.99 cm

ϕMn ϕ As fy da'

2

3131.95 kN m ϕMn Mu CUMPLE

Diseño a flexion armadura superior:

Datos a emplear: Mu 141.43kN m

b 400cm ϕ 0.90 β1 0.85

h 210cm d h 3cm 207.00 cm

fc 25MPa fy 420MPa

As 40.22cm2

para 20 26 (barras con separacion cada 20cm)

Momento resistente del acero de refuerzo:

cAs fy

0.85 β1 fc b2.34 cm a' β1 c 1.99 cm

ϕMn ϕ As fy da'

2

3131.95 kN m ϕMn Mu CUMPLE

Diseño a cortante

Datos a emplear: Vu 365.56kN

ϕ 0.85 β 2 θ 45deg

Cortante que absorbe el hormigón es:

Vc 0.083 β fc b h= Vc 0.083 βfc

MPaMPa b h 6972.00 kN

El cortante resistente de diseño es:

ϕVn ϕ Vc 5926.20 kN ϕVn Vu CUMPLE

Verificación de armadura mínima:

As

s0.083

fc

MPaMPa

b

fy 39.52

cm2

m

As

s4 cuadros de 12 c/20

Page 63: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

DISEÑO CUERPO DE PILAS

 

25 x 2 Paredes Externas +25 Paredes Internas(asumido en el CSIBridge)As 1394.44cm

2

PILA LADO MIZQUE (SUR)

Refuerzo Longitudinal

 

La relación de radios de capacidad P-P-M (AASHTOConcrete 07) son menores a uno, por lo el área de acerolongitudinal asumido es satisfacorio

Page 64: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

Refuerzo Transversal

Para cortante V2 tenemos

V2 3815.6kN Vu V2 3815.60 kN

bv 0.80m

h 5.00m dv 0.72h 3.60 m

ϕ 0.85 β 2 θ 45deg fc 25MPa fy 420MPa

Cortante que absorbe el hormigón es:

Vc 0.083 β fc bv dv= Vc 0.083 βfc

MPaMPa bv dv 2390.40 kN

El cortante resistente de diseño es:

ϕVn ϕ Vc 2031.84 kN ϕVn Vu NO CUMPLE

El esfuerzo cortante es absorvido parcialmete por la sección transversal de hormigón por tantorequiere refuerzo acero para cortante:

Vs

Vu

ϕVc 2098.54 kN

As

s

Vs

fy dv cot θ( )13.88

cm2

m

As

s2 cuadros de estribos de 16 c/20

Para cortante V3 tenemos

V3 9031.2412kN Vu V3 9031.24 kN

bv 1.20m

h 4.00m dv 0.72h 2.88 m

ϕ 0.85 β 2 θ 45deg fc 25MPa fy 420MPa

Cortante que absorbe el hormigón es:

Vc 0.083 β fc bv dv= Vc 0.083 βfc

MPaMPa bv dv 2868.48 kN

El cortante resistente de diseño es:

ϕVn ϕ Vc 2438.21 kN ϕVn Vu NO CUMPLE

El esfuerzo cortante es absorvido parcialmete por la sección transversal de hormigón por tantorequiere refuerzo acero para cortante:

Vs

Vu

ϕVc 7756.51 kN

Page 65: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

As

s

Vs

fy dv cot θ( )64.12

cm2

m

As

s3 cuadros de estribos de 16 c/20

PILA LADO PUNATA (NORTE)

Refuerzo Longitudinal

 

La relación de radios de capacidad P-P-M (AASHTOConcrete 07) son menores a uno, por lo el área de acerolongitudinal asumido es satisfacorio

Refuerzo Transversal

Para cortante V2 tenemos

V2 3465.52kN Vu V2 3465.52 kN

bv 0.80m

h 5.00m dv 0.72h 3.60 m

ϕ 0.85 β 2 θ 45deg fc 25MPa fy 420MPa

Cortante que absorbe el hormigón es:

Vc 0.083 β fc bv dv= Vc 0.083 βfc

MPaMPa bv dv 2390.40 kN

El cortante resistente de diseño es:

ϕVn ϕ Vc 2031.84 kN ϕVn Vu NO CUMPLE

Page 66: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

El esfuerzo cortante es absorvido parcialmete por la sección transversal de hormigón por tantorequiere refuerzo acero para cortante:

Vs

Vu

ϕVc 1686.68 kN

As

s

Vs

fy dv cot θ( )11.16

cm2

m

As

s2 cuadros de estribos de 16 c/20

Para cortante V3 tenemos

V3 7574.71kN Vu V3 7574.71 kN

bv 1.20m

h 4.00m dv 0.72h 2.88 m

ϕ 0.85 β 2 θ 45deg fc 25MPa fy 420MPa

Cortante que absorbe el hormigón es:

Vc 0.083 β fc bv dv= Vc 0.083 βfc

MPaMPa bv dv 2868.48 kN

El cortante resistente de diseño es:

ϕVn ϕ Vc 2438.21 kN ϕVn Vu NO CUMPLE

El esfuerzo cortante es absorvido parcialmete por la sección transversal de hormigón por tantorequiere refuerzo acero para cortante:

Vs

Vu

ϕVc 6042.94 kN

As

s

Vs

fy dv cot θ( )49.96

cm2

m

As

s3 cuadros de estribos de 16 c/20

DISEÑO PILOTES DE d=1.20 m (PILAS SUR Y NORTE)pilote más solicitado

 diam 1.20m Apilote

π

4diam

21.13 m

2.00

As 157.12cm2

32 25 (asumido en el CSIBridge)

Page 67: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

Refuerzo Longitudinal

La relación de radios de capacidad P-P-M (AASHTOConcrete 07) son menores a uno, por lo el área de acerolongitudinal asumido es satisfacorio

Refuerzo Transversaldv 0.90de=

D 1.20m Dr D 0.05m 12mm 0.5 25 mm 1.13 m

deD

2

Dr

π 0.96 m dv 0.90de 0.86 m bv D 1.20 m

Datos a emplear: Vu 1019.36kN

ϕ 0.85 β 2 θ 45deg fc 25.00 MPa fy 420.00 MPa

Page 68: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

Cortante que absorbe el hormigón es:

Vc 0.083 β fc bv dv= Vc 0.083 βfc

MPaMPa bv dv 858.98 kN

El cortante resistente de diseño es:

ϕVn ϕ Vc 730.13 kN ϕVn Vu NO CUMPLE

El esfuerzo cortante es absorvido parcialmete por la sección transversal de hormigón por tantorequiere refuerzo acero para cortante:

Vs

Vu

ϕVc 340.26 kN

As

s

Vs

fy dv cot θ( )9.39

cm2

m

As

sestribos de 12 c/24

Verificación de armadura mínima:

As

s0.083

fc

MPaMPa

bv

fy 11.86

cm2

m

As

sestribos de 12 c/18

Page 69: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

DISEÑO DEL CABEZAL DE ESTRIBO

Diseño a flexion armadura inferior:

Datos a emplear: Mu 4488.09kN m

b 160cm ϕ 0.90 β1 0.85

h 120cm d h 3cm 117.00 cm

fc 25MPa fy 420MPa

As 108cm2

para 22 25

Page 70: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

Momento resistente del acero de refuerzo:

cAs fy

0.85 β1 fc b15.70 cm a' β1 c 13.34 cm

ϕMn ϕ As fy da'

2

4504.09 kN m ϕMn Mu CUMPLE

Diseño a flexion armadura superior:

Datos a emplear: Mu 2366.28kN m

b 160cm ϕ 0.90 β1 0.85

h 120cm d h 3cm 117.00 cm

fc 25MPa fy 420MPa

As 58.91cm2

para 12 25

Momento resistente del acero de refuerzo:

cAs fy

0.85 β1 fc b8.56 cm a' β1 c 7.28 cm

ϕMn ϕ As fy da'

2

2524.33 kN m ϕMn Mu CUMPLE

Diseño a cortante

Datos a emplear: Vu 3065.85kN

ϕ 0.85 β 2 θ 45deg

Cortante que absorbe el hormigón es:

Vc 0.083 β fc b h= Vc 0.083 βfc

MPaMPa b h 1593.60 kN

El cortante resistente de diseño es:

ϕVn ϕ Vc 1354.56 kN ϕVn Vu NO CUMPLE

El esfuerzo cortante es absorvido parcialmete por la sección transversal de hormigón por tantorequiere refuerzo acero para cortante:

Vs

Vu

ϕVc 2013.28 kN

As

s

Vs

fy d cot θ( )40.97

cm2

m

As

s3 cuadros de 12 c/15

Page 71: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

BLOQUE ANTISISMICO

Vu 630.60kN Mu Vu 0.45 m 283.77 kN m

Datos a emplear:

b 60cm ϕ 0.90 β1 0.85

h 35cm d h 3cm 32.00 cm

fc 25MPa fy 420MPa

As 28.28cm2

para 9 20

Momento resistente del acero de refuerzo:

cAs fy

0.85 β1 fc b10.96 cm a' β1 c 9.32 cm

ϕMn ϕ As fy da'

2

292.28 kN m ϕMn Mu CUMPLE

Diseño a cortante

Datos a emplear: Vu 630.60 kN

ϕ 0.85 β 2 θ 45deg

Cortante que absorbe el hormigón es:

Vc 0.083 β fc b h= Vc 0.083 βfc

MPaMPa b h 174.30 kN

El cortante resistente de diseño es:

ϕVn ϕ Vc 148.16 kN ϕVn Vu NO CUMPLE

El esfuerzo cortante es absorvido parcialmete por la sección transversal de hormigón por tantorequiere refuerzo acero para cortante:

Vs

Vu

ϕVc 567.58 kN

As

s

Vs

fy d cot θ( )42.23

cm2

m

As

s3 cuadros de 10 c/10

Page 72: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

DISEÑO PILOTES DE d=1.40 m (ESTRIBOS)

 diam 1.40m Apilote

π

4diam

21.54 m

2.00

As 196.4cm2

40 25 (asumido en el CSIBridge)

PILOTES ESTRIBO LADO MIZQUE (SUR)

Refuerzo Longitudinal

 

La relación de radios de capacidad P-P-M (AASHTOConcrete 07) son menores a uno, por lo el área de acerolongitudinal asumido es satisfacorio

Refuerzo Transversaldv 0.90de=

Page 73: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

D 1.40m Dr D 0.05m 12mm 0.5 25 mm 1.33 m

deD

2

Dr

π 1.12 m dv 0.90de 1.01 m bv D 1.40 m

Datos a emplear: Vu 570.44kN

ϕ 0.85 β 2 θ 45deg fc 25.00 MPa fy 420.00 MPa

Cortante que absorbe el hormigón es:

Vc 0.083 β fc bv dv= Vc 0.083 βfc

MPaMPa bv dv 1173.30 kN

El cortante resistente de diseño es:

ϕVn ϕ Vc 997.31 kN ϕVn Vu CUMPLE

El esfuerzo cortante es absorvido totalmente por la sección transversal de hormigón, por tantorequiere refuerzo acero para cortante mínimo:

As

s0.083

fc

MPaMPa

bv

fy 13.83

cm2

m

As

sestribos de 12 c/8

PILOTES ESTRIBO LADO PUNATA (NORTE)

Refuerzo Longitudinal 

La relación de radios de capacidad P-P-M (AASHTOConcrete 07) son menores a uno, por lo el área de acerolongitudinal asumido es satisfacorio

Page 74: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

Refuerzo Transversaldv 0.90de=

D 1.40m Dr D 0.05m 12mm 0.5 25 mm 1.33 m

deD

2

Dr

π 1.12 m dv 0.90de 1.01 m bv D 1.40 m

Datos a emplear: Vu 465.11kN

ϕ 0.85 β 2 θ 45deg fc 25.00 MPa fy 420.00 MPa

Cortante que absorbe el hormigón es:

Vc 0.083 β fc bv dv= Vc 0.083 βfc

MPaMPa bv dv 1173.30 kN

El cortante resistente de diseño es:

ϕVn ϕ Vc 997.31 kN ϕVn Vu CUMPLE

El esfuerzo cortante es absorvido totalmente por la sección transversal de hormigón, por tantorequiere refuerzo acero para cortante mínimo:

As

s0.083

fc

MPaMPa

bv

fy 13.83

cm2

m

As

sestribos de 12 c/8

Page 75: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

DISEÑO DEL BARANDADO, LOSA Y BORDILLO

1.- DATOS GENERALES

γHA 24kN

m3

Peso especifico del hormigón armado

fc 25MPa Resistencia a compresión del hormigón

fy 420MPa Tensión de fluencia del acero

Sp 2.00m Separacion de postes de eje a eje

ep 0.20m Espesor de postes

b 1.00m Base para acera y bordillos

  2.- GEOMETRIA (Barandado Tipo P-3)

 

Calculo de areas

a1 0.125 0.15( )m2

0.0188 m2

a2 0.125 0.15( )m2

0.0188 m2

a3 0.12 0.90 2 0.125 0.10( )m2

0.0830 m2

a4 0.08 0.90 0.5( )m2

0.0360 m2

a5 0.10 0.15( )m2

0.0150 m2

a6 0.75 0.15( )m2

0.1125 m2

a7 0.25 0.50( )m2

0.1250 m2

Page 76: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

3.- CARGAS

Carga Muerta por metro lineal (peso propio)

Pasamanos1 a1 SpγHA

Sp 0.45

kN

m Poste5 a5 ep

γHA

Sp 0.04

kN

m

Pasamanos2 a2 SpγHA

Sp 0.45

kN

m Acera6 a6 Sp

γHA

Sp 2.70

kN

m

Poste3 a3 epγHA

Sp 0.20

kN

m Bordillo7 a7 Sp

γHA

Sp 3.00

kN

m

Poste4 a4 epγHA

Sp 0.09

kN

m

Carga Viva

Calculo de la carga concentrada de diseño para los postes:

Sp 2000.00 mm PLL 890N 0.73 SpN

mm 2.35 kN

Las demas sobrecargas que se toman en cuenta son:

 

sobrecarga de diseño para las barandaspara peatonesw 0.73

kN

m

P 0.89kN Carga concentrada

PL 3.60kN

m2

Carga Peatonal

CT 7.50kN

m Carga de colision de vehiculos

Factor de modificacion de carga

Los pasamanos, postes, acera y bordillo se diseñan en el Estado Límite de Resistencia I (LRFD)

Factor de ductilidad: ηD 1.05

Factor de redundancia: ηR 1.00

Factor de importancia: ηI 1.00

Finalmente tenemos: η ηD ηR ηI 1.05 η 0.95

Factores de carga para Resistencia I: γDC 1.25 γLL 1.75

Page 77: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

4.- CALCULO DEL PASAMANOS

Carga muerta:

Momento por carga muerta: MDC

Pasamanos1 Sp2

80.23 kN m

Cortante por carga muerta: VDC

Pasamanos1 Sp

20.45 kN

Carga viva:

Momento por carga puntual: MLL1

P Sp

40.45 kN m

Cortante por carga puntual: VLL1P

20.45 kN

Momento por carga distribuida: MLL2

w Sp2

80.37 kN m

Cortante por carga distribuida: VLL2

w Sp

20.73 kN

Momento por carga viva total: MLL MLL1 MLL2 0.81 kN m

Cortante por carga viva total: VLL VLL1 VLL2 1.18 kN

Momento ultimo de diseño: Mu η γDC MDC γLL MLL 1.78 kN m

Cortante ultimo de diseño: Vu η γDC VDC γLL VLL 2.75 kN

Diseño a flexion

Datos a emplear: b 15cm ϕ 0.90 β1 0.85

h 12.5cm d h 3cm 9.50 cm

fc 25.00 MPa fy 420.00 MPa

As 1.58cm2

para 2 10

Momento resistente del acero de refuerzo:

cAs fy

0.85 β1 fc b2.45 cm a' β1 c 2.08 cm

ϕMn ϕ As fy da'

2

5.05 kN m ϕMn Mu CUMPLE

Diseño a cortante

ϕ 0.85 β 2 θ 45deg

Cortante que absorbe el hormigón es:

Page 78: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

Vc 0.083 β fc b h= Vc 0.083 βfc

MPaMPa b h 15.56 kN

El cortante resistente de diseño es:

ϕVn ϕ Vc 13.23 kN ϕVn Vu CUMPLE usar estribos 6 c/20cm.

El esfuerzo cortante es absorvido en su totalidad por la sección transversal de hormigón por tantono se requiere refuerzo acero para cortante, solo estribos por construcción.

5.- CALCULO DE POSTES

Diseño a flexion

Carga muerta:

MDC1 Pasamanos1 Sp 2.50 cm 0.023 kN m

MDC2 Pasamanos2 Sp 2.50 cm 0.023 kN m

MDC3 Poste3 Sp 6.00 cm 0.024 kN m

MDC4 Poste4 Sp 14.67 cm 0.025 kN m

MDC5 Poste5 Sp 15.00 cm 0.011 kN m

MDC MDC1 MDC2 MDC3 MDC4 MDC5 0.105 kN m

Carga viva:

MLL1 w Sp 2.50 cm 0.037 kN m

MLL2 P 2.50 cm 0.022 kN m

MLL3 w Sp 37.25 cm 0.544 kN m

MLL4 w Sp 80.75 cm 1.179 kN m

MLL5 PLL 80.75 cm 1.898 kN m

MLL 2MLL1 2MLL2 MLL3 MLL4 MLL5 3.738 kN m

Momento ultimo de diseño: Mu η γDC MDC γLL MLL 7.01 kN m

Datos a emplear: b 20cm ϕ 0.90 β1 0.85

h 20cm d h 3cm 17.00 cm

fc 25.00 MPa fy 420.00 MPa

As 2.26cm2

para 2 12

Momento resistente del acero de refuerzo:

cAs fy

0.85 β1 fc b2.63 cm a' β1 c 2.23 cm

ϕMn ϕ As fy da'

2

13.57 kN m ϕMn Mu CUMPLE

Page 79: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

Diseño a cortante

Carga muerta: VDC 0kN No produce cortante

Carga viva: VLL 2 w Sp PLL 5.27 kN

Cortante ultimo de diseño: Vu η γDC VDC γLL VLL 9.68 kN

Datos a emplear:

ϕ 0.85 β 2 θ 45deg

Cortante que absorbe el hormigón es:

Vc 0.083 β fc b h= Vc 0.083 βfc

MPaMPa b h 33.20 kN

El cortante resistente de diseño es:

ϕVn ϕ Vc 28.22 kN ϕVn Vu CUMPLE usar estribos 6 c/20cm.

El esfuerzo cortante es absorvido en su totalidad por la sección transversal de hormigón por tantono se requiere refuerzo acero para cortante, solo estribos por construcción.

6.- CALCULO DE LA ACERA

Diseño a flexion

Carga muerta:

MDC1 Pasamanos1 69.50 cm 1 m 0.313 kN m

MDC2 Pasamanos2 69.50 cm 1 m 0.313 kN m

MDC3 Poste3 73.00 cm 1 m 0.145 kN m

MDC4 Poste4 81.67 cm 1 m 0.071 kN m

MDC5 Poste5 82.00 cm 1 m 0.030 kN m

MDC6 Acera6 38.50 cm 1 m 1.039 kN m

MDC MDC1 MDC2 MDC3 MDC4 MDC5 MDC6 1.910 kN m

Carga viva:

MLL1 w 69.50 cm 1 m 0.507 kN m

MLL2 P 69.50 cm 0.619 kN m

MLL3 w 37.25 cm 1 m 0.272 kN m

MLL4 w 80.75 cm 1 m 0.589 kN m

MLL5 PLL 80.75 cm 1.898 kN m

MLL6 PL77.00cm( )

2

2 1 m 1.067 kN m

MLL 2MLL1 2MLL2 MLL3 MLL4 MLL5 MLL6 6.078 kN m

Momento ultimo de diseño: Mu η γDC MDC γLL MLL 13.68 kN m

Page 80: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

Datos a emplear: b 100cm ϕ 0.90 β1 0.85

h 20cm d h 3cm 17.00 cm

fc 25.00 MPa fy 420.00 MPa

As 5.66cm2

para 12 c/20cm

Momento resistente del acero de refuerzo:

cAs fy

0.85 β1 fc b1.32 cm a' β1 c 1.12 cm

ϕMn ϕ As fy da'

2

35.17 kN m ϕMn Mu CUMPLE

Acero de distribucion:

Ad 0.50 As 2.83 cm2

usar 510

Acero de distribucion:

At 0.7577cm 17.50 cm

fy

MPa

2.406 cm2

510 cumple

Diseño a cortante

Carga muerta: VDC 0kN No produce cortante

Carga viva: VLL 2 w Sp PLL PL 77.00 cm 1 m 8.04 kN

Cortante ultimo de diseño: Vu η γDC VDC γLL VLL 14.78 kN

Datos a emplear:

ϕ 0.85 β 2 θ 45deg

Cortante que absorbe el hormigón es:

Vc 0.083 β fc b h= Vc 0.083 βfc

MPaMPa b h 166.00 kN

El cortante resistente de diseño es:

ϕVn ϕ Vc 141.10 kN ϕVn Vu CUMPLE

El esfuerzo cortante es absorvido en su totalidad por la sección transversal de hormigón por tantono se requiere refuerzo acero para cortante.

6.- CALCULO DEL BORDILLO

Diseño a torsión

Carga muerta:

TDC1 Pasamanos1 94.50 cm 1 m 0.425 kN m

Page 81: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

TDC2 Pasamanos2 94.50 cm 1 m 0.425 kN m

TDC3 Poste3 98.00 cm 1 m 0.195 kN m

TDC4 Poste4 106.67 cm 1 m 0.092 kN m

TDC5 Poste5 107.00 cm 1 m 0.039 kN m

TDC6 Acera6 63.50 cm 1 m 1.714 kN m

TDC7 Bordillo7 12.50 cm 1 m 0.375 kN m

TDC TDC1 TDC2 TDC3 TDC4 TDC5 TDC6 TDC7 3.266 kN m

Carga viva:

TLL1 w 94.50 cm 1 m 0.690 kN m

TLL2 P 94.50 cm 0.841 kN m

TLL3 w 62.25 cm 1 m 0.454 kN m

TLL4 w 105.75 cm 1 m 0.772 kN m

TLL5 PLL 105.75 cm 2.485 kN m

TLL6 PL102.00cm( )

2

2 1 m 1.873 kN m

TLL7 CT 25.00 cm 1 m 1.875 kN m

TLL 2TLL1 2TLL2 TLL3 TLL4 TLL5 TLL6 TLL7 10.521 kN m

Momento torsor ultimo de diseño: Tu η γDC TDC γLL TLL 23.62 kN m

Datos a emplear: b 25cm ϕ 0.90 β1 0.85

h 50cm d h 3cm 47.00 cm

fc 25.00 MPa fy 420.00 MPa

As 5.66cm2

para 12 c/20cm

S 20cm θ 45deg

Momento torsor resistente del acero de refuerzo:

Atπ 12mm( )

2

41.13 cm

2 A0 b h 1250.00 cm

2

ϕTn ϕ2 0.85 At fy A0

Scot θ( )

45.42 kN m ϕTn Tu CUMPLE

Page 82: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

DISEÑO DE DOVELAS

DISEÑO DE LA ARMADURA TRANSVERSAL

DOVELA DE CIERRE DOVELA DE ARRANQUE

ESTADOS DE CARGA VEHICULAR (LL)

CASO 1

CASO 2

Page 83: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

CASO 3

CASO 4

CASO 5

Page 84: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

CASO 6

CASO 7

COMBINACION DE CARGAS (ELU):

PESO PROPIO  + CARGA VEHICULAR

COMB1 1.25 PP + 1.75 CASO 1

COMB2 1.25 PP + 1.75 CASO 2

COMB3 1.25 PP + 1.75 CASO 3

COMB4 1.25 PP + 1.75 CASO 4

COMB5 1.25 PP + 1.75 CASO 5

COMB6 1.25 PP + 1.75 CASO 6

COMB7 1.25 PP + 1.75 CASO 7

Page 85: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

CUANTIAS DE ARMADURA

LOSA SUPERIOR

Armadura inferior en el centro As 15.25cm2

usar 20 c/20

Armadura Superior en el centro As 8.08cm2

usar 16 c/20

Armadura Superior sobre el alma As 15.96cm2

usar 16 c/20 + 16 c/20

Page 86: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

LOSA INFERIOR

Armadura inferior en el centro As 3.97cm2

usar 12 c/20

Armadura Superior sobre el alma As 3.46cm2

usar 12 c/20

ARMADURA POR CORTANTE Y TORSION (cm2/cm)

Estribos en las almas de la sección cajon. detalle de medio puente

de 0.00 m a 15.00 m ϕ 16 c/15 (inicio estribo)de 15.00 m a 62.00 m ϕ 16 c/10de 62.00 m a 106.00 m ϕ 16 c/10de 106.00 m a 115.00 m ϕ 16 c/15de 115.00 m a 126.00 m ϕ 12 c/15 (medio puente)

ARMADURA LONGITUDINAL POR MOMENTO

 

De acuerdo al diseño realizado por el programa CSIBRIDGE no se requiere armadura por flexion a lo largo del puente.

Realizamos la verificación en el centro del vano y sobre una de las pilas

Page 87: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

LOSA INFERIOR - Momento Ultimo en el centro del vano

ncables 29 número de cables presentes en la seccion transversal

aunit 1184mm2

área unitaria del cable

Aps ncables aunit 34336.000 mm2

área de acero de pretensado

fpu 1860MPa resistencia a tracción del acero de pretensado

As 0cm2

0.000 mm2

área de acero de refuerzo a tracción

A's 0 mm2

área de acero de refuerzo a compresión

fy 420MPa tensión de fluencia del acero de refuerzo

resistencia característica delhormigónfc 35MPa

b 8500mm ancho del ala comprimida

bw 720mm ancho del alma

hf 250mm altura del ala comprimida

h 2500mm altura total de la sección transversal

distancia entre la fibra extrema comprimida y el baricentro de los tendonesdp h

hf

2 2375.000 mm

β1 0.80 factor para el diagrama de tensiones

k 0.28 coeficiente que depende del tipo de cable

ϕ 0.95 factor de resistencia

cAps fpu As fy A's fy

0.85fc β1 b k Apsfpu

dp

304.366 mm Distancia entre el eje neutro y la caracomprimida

a c β1 243.493 mm altura del diagrama de tensiones equivalente(a<hf entonces considerar sección rectangular)

Para esta condición se tiene que: bw b 8500.000 mm

Cálculo del momento último resistente:

fps fpu 1 kc

dp

1793.257 MPa

ϕMn ϕ Aps fps dpa

2

As fy dpa

2

A's fy dpa

2

0.85 fc b bw β1 hfa

2

hf

2

ϕMn 131803.205 kN m > Mu 97308.65kN m

Page 88: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

LOSA SUPERIOR - Momento Ultimo en la pila

ncables 68 número de cables presentes en la seccion transversal

aunit 1184mm2

área unitaria del cable

Aps ncables aunit 80512.000 mm2

área de acero de pretensado

fpu 1860MPa resistencia a tracción del acero de pretensado

As 0 mm2

área de acero de refuerzo a tracción

A's 0 mm2

área de acero de refuerzo a compresión

fy 420MPa tensión de fluencia del acero de refuerzo

fc 35MPa resistencia característica delhormigón

b 5000mm ancho del ala comprimida

bw 720mm ancho del alma

hf 700mm altura del ala comprimida

h 7500mm altura total de la sección transversal

distancia entre la fibra extrema comprimida y el baricentro de los tendonesdp h

hf

2 7150.000 mm

β1 0.80 factor para el diagrama de tensiones

k 0.28 coeficiente que depende del tipo de cable

ϕ 0.95 factor de resistencia

Distancia entre el eje neutro y la caracomprimidac

Aps fpu As fy A's fy 0.85β1 fc b bw hf

0.85fc β1 bw k Apsfpu

dp

3410.698 mm

a c β1 2728.559 mm altura del diagrama de tensiones equivalente(a>hf entonces considerar sección tee)

Para esta condición se tiene que: bw 720.000 mm

Cálculo del momento último resistente:

fps fpu 1 kc

dp

1611.568 MPa

ϕMn ϕ Aps fps dpa

2

As fy dpa

2

A's fy dpa

2

0.85 fc b bw β1 hfa

2

hf

2

ϕMn 781872.135 kN m > Mu 541291kN m

Page 89: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

ARMADURA LONGITUDINAL POR TORSOR (cm2)

de 0.00 m a 62.00 m de 304 cm2 a 179 cm2 (variación linea)de 62.00 m a 188.00 m de 57 cm2 de 188.00 m a 250.00 m de 179 cm2 a 304 cm2 (variación linea)

Armadura distribuida en las cuatro caras de la sección cajón

Page 90: Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

Diseño de la Armadura longitudinal complementaria para la torsión

Pos. 3 4 7 8 13 16 17f 16 16 16 16 16 20 16

Cantidad 10 17 16 7 28.00 44 6D19 20.10 34.17 32.16 14.07 56.28 138.16 12.06 307.00 303.00 ok

Cantidad 10 17 16 7 28.00 44 6D18 20.10 34.17 32.16 14.07 56.28 138.16 12.06 307.00 295.53 ok

Cantidad 10 17 16 7 30.00 44 6D17 20.10 34.17 32.16 14.07 60.30 138.16 12.06 311.02 279.63 okPos. 3 4 7 8 13 16 17

f 16 16 16 16 16 16 16Cantidad 10 17 16 7 31.33 44 6

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Area del acero de

Requerido por Csi Cumple

Requerido por Csi Cumple

Acero en Planos

Acero en Planos

Requerido por Csi Cumple