Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

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

MEMORIA DE CÁLCULO DE: MODELACIÓN Y DISEÑO ESTRUCTURAL COMPUTARIZADO PUENTE KURI

OCTUBRE 2013

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

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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“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI, DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” 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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“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI, DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” 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: 25% del Tándem diseño: 5% del camión de diseño del carril de carga: 5% del Tándem de diseño del carril de carga:

80.07 kN 55.6 kN 132.76 kN 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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“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI, DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” 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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“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI, DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” 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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“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI, DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” 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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“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI, DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” 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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“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI, DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” 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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“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI, DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” • 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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“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI, DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” 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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“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI, DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” 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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“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI, DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” 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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“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI, DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” 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” 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 Control Control Control

de tensiones admisibles a lo largo de la sección del puente. de tensiones principales admisibles a lo largo de la sección del puente. de flexión (demanda vs. capacidad) a lo largo del puente. 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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“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI, DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” 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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“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI, DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” 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 


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


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





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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“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI, DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” 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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“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI, DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” 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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“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI, DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” Envolvente de deformaciones para el grupo de combinaciones AASHTO LRFD en Estado de Servicio.

Deformación vertical

Deformación lateral

Deformación transversal Datos centro

Datos pila sur

Datos pila norte

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



126.00 1000

12.6

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



7.08

2.59

2.35 2

4.61

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:



15.97

10.85

12.06 2

4.52

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.

SERPREC LTDA.

42 de 60

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

SERPREC LTDA.

43 de 60

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

SERPREC LTDA.

44 de 60

“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI, DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” Estribo Punata (Lado Norte)


SERPREC LTDA.

45 de 60

“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI, DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” Pila Mizque (Lado Sur)

Datos Pila

Datos Pilote más solicitado


SERPREC LTDA.

46 de 60

“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI, DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” Pila Punata (Lado Norte)

Datos Pila

Datos Pilote más solicitado


SERPREC LTDA.

47 de 60

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

SERPREC LTDA.

48 de 60

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

SERPREC LTDA.

49 de 60

“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI, DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” Presión de contacto admisible de la roca de fundación: Fatiga admisible del hormigón de la zapata: Tensión admisible del hormigón: Presión de contacto admisible de la roca de fundación:

f'c 25 MPa σah = 0.3 f'c = 7.5 MPa σr 1.47 MPa

σadm = min(σah , σr) = 1470 kN/m2

La presión de contacto es menor que la admisible σadm = 1470 kN/m2

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


Presiones de contacto en Evento Extremo (kN/m2)

SERPREC LTDA.

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“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI, DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” Armadura total en sentido X requerida (cm2/m):

Inferior

Superior

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

Inferior

SERPREC LTDA.

Superior

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

SERPREC LTDA.

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“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI, DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” Estribos en sentido X requeridos por corte (cm2/m):

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

SERPREC LTDA.

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

SERPREC LTDA.

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

SERPREC LTDA.

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“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI, DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” Presión de contacto admisible de la roca de fundación: Fatiga admisible del hormigón de la zapata: Tensión admisible del hormigón: Presión de contacto admisible de la roca de fundación:

f'c 25 MPa σah = 0.3 f'c = 7.5 MPa 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)

SERPREC LTDA.

56 de 60

“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI, DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” Armadura total en sentido X requerida (cm2/m):

Inferior

Superior

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

Inferior

SERPREC LTDA.

Superior

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

SERPREC LTDA.

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“CONSTRUCCION DE LA VARIANTE EN EL SECTOR DEL KURI, DE LA CARRETERA PARACAYA‐MIZQUE‐AIQUILE” Estribos en sentido X requeridos por corte (cm2/m):

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

SERPREC LTDA.

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

SERPREC LTDA.

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DISEÑO DEL CABEZAL DE ESTRIBO

Diseño a flexion armadura inferior: Datos a emplear:

M u  62.25kN m b  400cm

ϕ  0.90

β1  0.85

h  210cm

d  h  3cm  207.00 cm

fc  25MPa

fy  420MPa

As  40.22cm

2

para 20 26 (barras con separacion cada 20cm)

Momento resistente del acero de refuerzo: c 

As fy 0.85 β1  fc b

 2.34 cm

ϕMn  ϕ As fy   d 





a'  β1  c  1.99 cm

a' 

  3131.95  kN m

ϕMn  M u

2 

CUMPLE

Diseño a flexion armadura superior: M u  141.43kN m

Datos a emplear:

b  400cm

ϕ  0.90

h  210cm

d  h  3cm  207.00 cm

fc  25MPa

fy  420MPa

As  40.22cm

2

para 20 26 (barras con separacion cada 20cm)

Momento resistente del acero de refuerzo: As fy c   2.34 cm 0.85 β1  fc b ϕMn  ϕ As fy   d 





β1  0.85

a' 

  3131.95  kN m

2 

a'  β1  c  1.99 cm ϕMn  M u

CUMPLE

Diseño a cortante Datos a emplear:

Vu  365.56kN ϕ  0.85

β  2

θ  45deg

Cortante que absorbe el hormigón es: fc Vc  0.083  β  MPa  b  h  6972.00  kN MPa

Vc = 0.083  β fc b  h

El cortante resistente de diseño es: ϕVn  ϕ Vc  5926.20  kN

ϕVn  Vu

CUMPLE

Verificación de armadura mínima: As s

 0.083

fc MPa

 MPa 

b fy

 39.52 

cm

2

m

4 cuadros de 12 c/20

DISEÑO CUERPO DE PILAS

As  1394.44cm

2

25 x 2 Paredes Externas +25 Paredes Internas (asumido en el CSIBridge)

PILA LADO MIZQUE (SUR) Refuerzo Longitudinal

La relación de radios de capacidad P-P-M (AASHTO Concrete 07) son menores a uno, por lo el área de acero longitudinal asumido es satisfacorio

Refuerzo Transversal Para cortante V2 tenemos V2  3815.6kN

Vu  V2  3815.60  kN

b v  0.80m h  5.00m

d v  0.72h  3.60 m

ϕ  0.85

β  2

θ  45deg

fc  25MPa

fy  420MPa

Cortante que absorbe el hormigón es: fc Vc  0.083  β  MPa  b v  d v  2390.40  kN MPa

Vc = 0.083  β fc b v  d v


ϕVn  Vu

NO CUMPLE

El esfuerzo cortante es absorvido parcialmete por la sección transversal de hormigón por tanto requiere refuerzo acero para cortante: Vu Vs   Vc  2098.54  kN ϕ As s



Vs fy  d v  cot( θ)

 13.88 

cm

2

2 cuadros de estribos de 16 c/20

m

Para cortante V3 tenemos V3  9031.2412kN

Vu  V3  9031.24  kN

b v  1.20m h  4.00m

d v  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 b v  d v

fc Vc  0.083  β  MPa  b v  d v  2868.48  kN MPa


ϕVn  Vu

NO CUMPLE

El esfuerzo cortante es absorvido parcialmete por la sección transversal de hormigón por tanto requiere refuerzo acero para cortante: Vu Vs   Vc  7756.51  kN ϕ

As s




 64.12 

cm

2


m

PILA LADO PUNATA (NORTE) Refuerzo Longitudinal


Refuerzo Transversal Para cortante V2 tenemos V2  3465.52kN

Vu  V2  3465.52  kN

b v  0.80m h  5.00m

d v  0.72h  3.60 m

ϕ  0.85

β  2

θ  45deg

fc  25MPa

fy  420MPa


Vc = 0.083  β fc b v  d v



ϕVn  Vu

NO CUMPLE





 11.16 

cm

2


m

Para cortante V3 tenemos V3  7574.71kN

Vu  V3  7574.71  kN

b v  1.20m h  4.00m

d v  0.72h  2.88 m

ϕ  0.85

β  2

θ  45deg

fc  25MPa

fy  420MPa

Cortante que absorbe el hormigón es: fc Vc  0.083  β  MPa  b v  d v  2868.48  kN MPa

Vc = 0.083  β fc b v  d v


ϕVn  Vu

NO CUMPLE





 49.96 

cm

2


m

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

π 2 2.00 Apilote  diam  1.13 m 4

diam  1.20m As  157.12cm

2

32 25 (asumido en el CSIBridge)

Refuerzo Longitudinal


Refuerzo Transversal

D  1.20m d e 

D 2



Dr  D  0.05m  12mm  0.5 25mm  1.13 m Dr

Datos a emplear: ϕ  0.85

d v = 0.90d e

π

 0.96 m

d v  0.90d e  0.86 m

b v  D  1.20 m

Vu  1019.36kN β  2

θ  45deg

fc  25.00  MPa

fy  420.00 MPa

Cortante que absorbe el hormigón es: fc Vc  0.083  β  MPa  b v  d v  858.98 kN MPa

Vc = 0.083  β fc b v  d v

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 tanto requiere refuerzo acero para cortante: Vu Vs   Vc  340.26 kN ϕ As s




 9.39

cm

2

estribos de 12 c/24

m

Verificación de armadura mínima: As s

 0.083

fc MPa

 MPa 

bv fy

 11.86 

cm

2

m


DISEÑO DEL CABEZAL DE ESTRIBO

Diseño a flexion armadura inferior: Datos a emplear:

M u  4488.09kN m b  160cm

ϕ  0.90

h  120cm

d  h  3cm  117.00 cm

fc  25MPa

fy  420MPa

As  108cm

2

para 22 25

β1  0.85


As fy 0.85 β1  fc b

 15.70  cm

ϕMn  ϕ As fy   d 





a'  β1  c  13.34  cm

a' 

  4504.09  kN m

ϕMn  M u

2 

CUMPLE

Diseño a flexion armadura superior: M u  2366.28kN m

Datos a emplear:

b  160cm

ϕ  0.90

h  120cm

d  h  3cm  117.00 cm

fc  25MPa

fy  420MPa

As  58.91cm

2

β1  0.85

para 12 25


As fy 0.85 β1  fc b

 8.56 cm

ϕMn  ϕ As fy   d 





a'  β1  c  7.28 cm

a' 

  2524.33  kN m

2 

ϕMn  M u

CUMPLE


Vu  3065.85kN ϕ  0.85

β  2

θ  45deg


Vc = 0.083  β fc b  h


ϕVn  Vu

NO CUMPLE




Vs fy  d  cot( θ)

 40.97 

cm

2

m


BLOQUE ANTISISMICO

Vu  630.60kN

M u  Vu  0.45m  283.77 kN m

Datos a emplear: b  60cm

ϕ  0.90

h  35cm

d  h  3cm  32.00  cm

fc  25MPa

fy  420MPa

As  28.28cm

2

β1  0.85

para 9 20


As fy 0.85 β1  fc b

 10.96  cm

ϕMn  ϕ As fy   d 





a'  β1  c  9.32 cm

a' 

  292.28 kN m

ϕMn  M u

2 

CUMPLE


Vu  630.60 kN ϕ  0.85

β  2

θ  45deg

Cortante que absorbe el hormigón es: fc Vc  0.083  β  MPa  b  h  174.30 kN MPa

Vc = 0.083  β fc b  h


ϕVn  Vu

NO CUMPLE

El esfuerzo cortante es absorvido parcialmete por la sección transversal de hormigón por tanto requiere refuerzo acero para cortante: Vu Vs   Vc  567.58 kN ϕ As s



Vs fy  d  cot( θ)

 42.23 

cm

2

m


DISEÑO PILOTES DE d=1.40 m (ESTRIBOS)

π 2 2.00 Apilote  diam  1.54 m 4

diam  1.40m As  196.4cm

2

40 25 (asumido en el CSIBridge)

PILOTES ESTRIBO LADO MIZQUE (SUR) Refuerzo Longitudinal



d v = 0.90d e

D  1.40m d e 

D 2



Dr  D  0.05m  12mm  0.5 25mm  1.33 m Dr

Datos a emplear:

π

 1.12 m

d v  0.90d e  1.01 m

b v  D  1.40 m

Vu  570.44kN

ϕ  0.85

β  2

θ  45deg

fc  25.00  MPa

fy  420.00 MPa


Vc = 0.083  β fc b v  d v



ϕVn  Vu

CUMPLE

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

As s

 0.083

fc MPa

 MPa 

bv fy

 13.83 

cm

2


m

PILOTES ESTRIBO LADO PUNATA (NORTE) Refuerzo Longitudinal



d v = 0.90d e

D  1.40m d e 

D 2



Dr  D  0.05m  12mm  0.5 25mm  1.33 m Dr

Datos a emplear:

π

 1.12 m

d v  0.90d e  1.01 m

b v  D  1.40 m

Vu  465.11kN

ϕ  0.85

β  2

θ  45deg

fc  25.00  MPa

fy  420.00 MPa


Vc = 0.083  β fc b v  d v



ϕVn  Vu

CUMPLE

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

As s

 0.083

fc MPa

 MPa 

bv fy

 13.83 

cm

2

m


DISEÑO DEL BARANDADO, LOSA Y BORDILLO 1.- DATOS GENERALES γHA  24

kN

Peso especifico del hormigón armado

3

m

fc  25MPa fy  420MPa

Resistencia a compresión del hormigón

Sp  2.00m ep  0.20m

Separacion de postes de eje a eje

b  1.00m

Base para acera y bordillos

Tensión de fluencia del acero

Espesor de postes

2.- GEOMETRIA (Barandado Tipo P-3)

Calculo de areas 2

2

2

2

a1  ( 0.125  0.15)m  0.0188 m a2  ( 0.125  0.15)m  0.0188 m

2

2

a3  ( 0.12 0.90  2  0.125  0.10)m  0.0830 m 2

2

a4  ( 0.08 0.90 0.5)m  0.0360 m 2

2

2

2

2

2

a5  ( 0.10 0.15)m  0.0150 m a6  ( 0.75 0.15)m  0.1125 m a7  ( 0.25 0.50)m  0.1250 m

3.- CARGAS Carga Muerta por metro lineal (peso propio) γHA kN Pasamanos1  a1 Sp   0.45 Sp m γHA kN Pasamanos2  a2 Sp   0.45 Sp m γHA kN Poste3  a3 ep   0.20 Sp m γHA kN Poste4  a4 ep   0.09 Sp m

γHA kN Poste5  a5 ep   0.04 Sp m γHA kN Acera6  a6 Sp   2.70 Sp m γHA kN Bordillo 7  a7 Sp   3.00 Sp m

Carga Viva Calculo de la carga concentrada de diseño para los postes: N PLL  890N  0.73 Sp   2.35 kN mm

Sp  2000.00  mm

Las demas sobrecargas que se toman en cuenta son:

w  0.73

sobrecarga de diseño para las barandas para peatones

kN m

P  0.89kN PL  3.60

Carga concentrada

kN

Carga Peatonal

2

m CT  7.50

kN

Carga de colision de vehiculos

m

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

Factores de carga para Resistencia I:

γDC  1.25

η  0.95 γLL  1.75

4.- CALCULO DEL PASAMANOS Carga muerta: Momento por carga muerta:

Cortante por carga muerta:

Pasamanos1  Sp

M DC  VDC 

2

 0.23 kN m

8 Pasamanos1  Sp 2

 0.45 kN

Carga viva: Momento por carga puntual:

Cortante por carga puntual:

Momento por carga distribuida:

Cortante por carga distribuida:

M LL1 

P Sp 4

 0.45 kN m

P VLL1   0.45 kN 2 M LL2  VLL2 

w Sp 8 w Sp 2

2

 0.37 kN m  0.73 kN

Momento por carga viva total:

M LL  M LL1  M LL2  0.81 kN m

Cortante por carga viva total:

VLL  VLL1  VLL2  1.18 kN

Momento ultimo de diseño:

M u  η γDC M DC  γLL M LL  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

h  12.5cm

d  h  3cm  9.50 cm

fc  25.00  MPa

fy  420.00 MPa

As  1.58cm

2

β1  0.85

para 2 10


As fy 0.85 β1  fc b

 2.45 cm

ϕMn  ϕ As fy   d 





a' 

  5.05 kN m

2 

a'  β1  c  2.08 cm

ϕMn  M u

Diseño a cortante ϕ  0.85

β  2


θ  45deg

CUMPLE

fc Vc  0.083  β  MPa  b  h  15.56  kN MPa

Vc = 0.083  β fc b  h

El cortante resistente de diseño es: 6

ϕVn  ϕ Vc  13.23  kN

ϕVn  Vu

usar estribos  c/20cm.

CUMPLE

El esfuerzo cortante es absorvido en su totalidad por la sección transversal de hormigón por tanto no se requiere refuerzo acero para cortante, solo estribos por construcción. 5.- CALCULO DE POSTES Diseño a flexion Carga muerta: M DC1  Pasamanos1  Sp  2.50cm  0.023  kN m M DC2  Pasamanos2  Sp  2.50cm  0.023  kN m M DC3  Poste3  Sp  6.00cm  0.024  kN m M DC4  Poste4  Sp  14.67 cm  0.025  kN m M DC5  Poste5  Sp  15.00 cm  0.011  kN m M DC  M DC1  M DC2  M DC3  M DC4  M DC5  0.105  kN m Carga viva: M LL1  w Sp  2.50cm  0.037  kN m M LL2  P 2.50cm  0.022  kN m M LL3  w Sp  37.25 cm  0.544  kN m M LL4  w Sp  80.75 cm  1.179  kN m M LL5  PLL 80.75 cm  1.898  kN m M LL  2M LL1  2M LL2  M LL3  M LL4  M LL5  3.738  kN m



Datos a emplear:



M u  η γDC M DC  γLL M LL  7.01 kN m

Momento ultimo de diseño: b  20cm

ϕ  0.90

h  20cm

d  h  3cm  17.00  cm

fc  25.00  MPa

fy  420.00 MPa

As  2.26cm

2

β1  0.85

para 2 12


As fy 0.85 β1  fc b

 2.63 cm

ϕMn  ϕ As fy   d 





a' 

  13.57  kN m

2 

a'  β1  c  2.23 cm

ϕMn  M u

CUMPLE

Diseño a cortante Carga muerta:

VDC  0kN

Carga viva:

VLL  2  w Sp  PLL  5.27 kN


Vu  η γDC VDC  γLL VLL  9.68 kN

No produce cortante






β  2

θ  45deg


Vc = 0.083  β fc b  h

El cortante resistente de diseño es: ϕVn  Vu

6

ϕVn  ϕ Vc  28.22  kN

usar estribos  c/20cm.

CUMPLE

El esfuerzo cortante es absorvido en su totalidad por la sección transversal de hormigón por tanto no se requiere refuerzo acero para cortante, solo estribos por construcción. 6.- CALCULO DE LA ACERA Diseño a flexion Carga muerta: M DC1  Pasamanos1  69.50 cm 1 m  0.313  kN m M DC2  Pasamanos2  69.50 cm 1 m  0.313  kN m M DC3  Poste3  73.00 cm 1 m  0.145  kN m M DC4  Poste4  81.67 cm 1 m  0.071  kN m M DC5  Poste5  82.00 cm 1 m  0.030  kN m M DC6  Acera6  38.50 cm 1 m  1.039  kN m M DC  M DC1  M DC2  M DC3  M DC4  M DC5  M DC6  1.910  kN m Carga viva: M LL1  w 69.50 cm 1 m  0.507  kN m M LL2  P 69.50 cm  0.619  kN m M LL3  w 37.25 cm 1 m  0.272  kN m M LL4  w 80.75 cm 1 m  0.589  kN m M LL5  PLL 80.75 cm  1.898  kN m M LL6  PL

( 77.00cm) 2

2

 1 m  1.067  kN m

M LL  2M LL1  2M LL2  M LL3  M LL4  M LL5  M LL6  6.078  kN m Momento ultimo de diseño:





M u  η γDC M DC  γLL M LL  13.68  kN m

Datos a emplear:

b  100cm

ϕ  0.90

h  20cm

d  h  3cm  17.00  cm

fc  25.00  MPa

fy  420.00 MPa

As  5.66cm

2

β1  0.85

para 12 c/20cm


As fy

 1.32 cm

0.85 β1  fc b

ϕMn  ϕ As fy   d 





a'  β1  c  1.12 cm

a' 

  35.17  kN m

ϕMn  M u

2 

CUMPLE

Acero de distribucion: Ad  0.50 As  2.83 cm

2

usar 510

Acero de distribucion: At  0.75

77cm 17.50 cm fy

 2.406  cm

2

510 cumple

MPa

Diseño a cortante Carga muerta:

VDC  0kN

Carga viva:

VLL  2  w Sp  PLL  PL 77.00 cm 1 m  8.04 kN


Vu  η γDC VDC  γLL VLL  14.78  kN

No produce cortante






β  2

θ  45deg


Vc = 0.083  β fc b  h

fc Vc  0.083  β  MPa  b  h  166.00 kN MPa


ϕVn  Vu

CUMPLE

El esfuerzo cortante es absorvido en su totalidad por la sección transversal de hormigón por tanto no 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

TDC2  Pasamanos2  94.50 cm 1 m  0.425  kN m TDC3  Poste3  98.00 cm 1 m  0.195  kN m TDC4  Poste4  106.67cm 1 m  0.092  kN m TDC5  Poste5  107.00cm 1 m  0.039  kN m TDC6  Acera6  63.50 cm 1 m  1.714  kN m TDC7  Bordillo 7  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 105.75cm 1 m  0.772  kN m TLL5  PLL 105.75cm  2.485  kN m TLL6  PL

( 102.00cm) 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





Tu  η γDC TDC  γLL TLL  23.62  kN m

Momento torsor ultimo de diseño: b  25cm

ϕ  0.90

h  50cm

d  h  3cm  47.00  cm

fc  25.00  MPa

fy  420.00 MPa

Datos a emplear:

As  5.66cm

2

β1  0.85

para 12 c/20cm

S  20cm

θ  45deg

Momento torsor resistente del acero de refuerzo: At 

π ( 12mm) 4

2

 1.13 cm

2

A0  b  h  1250.00  cm

  2  0.85 At fy A0   cot( θ)  45.42  kN m S  

ϕTn  ϕ 

2

ϕTn  Tu

CUMPLE

DISEÑO DE DOVELAS DISEÑO DE LA ARMADURA TRANSVERSAL

DOVELA DE CIERRE ESTADOS DE CARGA VEHICULAR (LL) CASO 1

CASO 2

DOVELA DE ARRANQUE

CASO 3

CASO 4

CASO 5

CASO 6

CASO 7

COMBINACION DE CARGAS (ELU):

COMB1 COMB2 COMB3 COMB4 COMB5 COMB6 COMB7

PESO PROPIO 1.25 PP 1.25 PP 1.25 PP 1.25 PP 1.25 PP 1.25 PP 1.25 PP

+ CARGA VEHICULAR + 1.75 CASO 1 + 1.75 CASO 2 + 1.75 CASO 3 + 1.75 CASO 4 + 1.75 CASO 5 + 1.75 CASO 6 + 1.75 CASO 7

CUANTIAS DE ARMADURA

LOSA SUPERIOR Armadura inferior en el centro

As  15.25cm

Armadura Superior en el centro

As  8.08cm

2

2

Armadura Superior sobre el alma As  15.96cm

usar 20 c/20 usar 16 c/20

2

usar 16 c/20 + 16 c/20

LOSA INFERIOR As  3.97cm

2

usar 12 c/20

Armadura Superior sobre el alma As  3.46cm

2

usar 12 c/20

Armadura inferior en el centro

ARMADURA POR CORTANTE Y TORSION (cm2/cm)

Estribos en las almas de la sección cajon. detalle de medio puente de 0.00 m de 15.00 m de 62.00 m de 106.00 m de 115.00 m

a a a a a

15.00 m 62.00 m 106.00 m 115.00 m 126.00 m

ϕ 16 c/15 ϕ 16 c/10 ϕ 16 c/10 ϕ 16 c/15 ϕ 12 c/15

(inicio estribo)

(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

LOSA INFERIOR - Momento Ultimo en el centro del vano número de cables presentes en la seccion transversal

n cables  29 2

área unitaria del cable

aunit  1184mm

2

Aps  n cables aunit  34336.000  mm

área de acero de pretensado

fpu  1860MPa

resistencia a tracción del acero de pretensado

2

2

área de acero de refuerzo a tracción

As  0cm  0.000  mm 2

A's  0  mm

área de acero de refuerzo a compresión

fy  420MPa

tensión de fluencia del acero de refuerzo

fc  35MPa

resistencia característica del hormigón

b  8500mm

ancho del ala comprimida

b w  720mm

ancho del alma

h f  250mm

altura del ala comprimida

h  2500mm hf d p  h   2375.000 mm 2

altura total de la sección transversal

β1  0.80 k  0.28

factor para el diagrama de tensiones

ϕ  0.95

factor de resistencia

c 

distancia entre la fibra extrema comprimida y el baricentro de los tendones

coeficiente que depende del tipo de cable

Aps  fpu  As fy  A's fy fpu

0.85fc β1  b  k  Aps  d

 304.366  mm

Distancia entre el eje neutro y la cara comprimida

p altura del diagrama de tensiones equivalente (a
a  c β1  243.493  mm Para esta condición se tiene que:

b w  b  8500.000 mm

Cálculo del momento último resistente: c fps  fpu  1  k    1793.257 MPa dp  

 

ϕMn  ϕ Aps  fps   d p 



 a h f  a a     As fy  dp    A's fy   d p    0.85 fc  b  bw β1  hf    2  2 2 2   2  a

ϕMn  131803.205 kN m >

M u  97308.65kN m

LOSA SUPERIOR - Momento Ultimo en la pila número de cables presentes en la seccion transversal

n cables  68 2

área unitaria del cable

aunit  1184mm

2

Aps  n cables aunit  80512.000  mm

área de acero de pretensado

fpu  1860MPa

resistencia a tracción del acero de pretensado

2

área de acero de refuerzo a tracción

A's  0  mm

2

área de acero de refuerzo a compresión

fy  420MPa fc  35MPa

tensión de fluencia del acero de refuerzo

As  0  mm

b  5000mm

resistencia característica del hormigón ancho del ala comprimida

b w  720mm

ancho del alma

h f  700mm

altura del ala comprimida

h  7500mm hf d p  h   7150.000 mm 2

altura total de la sección transversal

β1  0.80 k  0.28

factor para el diagrama de tensiones

ϕ  0.95

factor de resistencia

c 

distancia entre la fibra extrema comprimida y el baricentro de los tendones

coeficiente que depende del tipo de cable





Aps  fpu  As fy  A's fy  0.85β1  fc b  b w h f fpu

0.85fc β1  b w  k  Aps  d

 3410.698 mm

Distancia entre el eje neutro y la cara comprimida

p altura del diagrama de tensiones equivalente (a>hf entonces considerar sección tee)

a  c β1  2728.559 mm Para esta condición se tiene que:

b w  720.000  mm

Cálculo del momento último resistente: c fps  fpu  1  k    1611.568 MPa dp  

 

ϕMn  ϕ Aps  fps   d p 



a

   As fy  dp  2 

ϕMn  781872.135 kN m >

a

   A's fy   d p  2 

M u  541291kN m

 a h f    0.85 fc  b  bw β1  hf    2  2 2  a

ARMADURA LONGITUDINAL POR TORSOR (cm2)

de 0.00 m de 62.00 m de 188.00 m

a a a

62.00 m 188.00 m 250.00 m

de 304 cm2 a 179 cm2 (variación linea) de 57 cm2 de 179 cm2 a 304 cm2 (variación linea)

Armadura distribuida en las cuatro caras de la sección cajón

Diseño de la Armadura longitudinal complementaria para la torsión Pos. f Cantidad D19 Cantidad D18 Cantidad D17 Pos. f Cantidad D16 Cantidad D15 Cantidad D14 Cantidad D13 Cantidad D12 Pos. f Cantidad D11 Cantidad D10 Cantidad D9 Cantidad D8 Cantidad D7 Cantidad D6 Cantidad D5 Cantidad D4 Cantidad D3 Cantidad D2 Cantidad D1

3

4 16 10 20.10 10 20.10 10 20.10

3

7

4 16 10 20.10 10 20.10 10 20.10 10 20.10 10 20.10

3

7 16 17 34.17 17 34.17 17 34.17 17 34.17 17 34.17

4 12 10 11.30 10 11.30 10 11.30 10 11.30 10 11.30 10 11.30 10 11.30 10 11.30 10 11.30 10 11.30 10 11.30

8 16 16 32.16 16 32.16 16 32.16

16 17 34.17 17 34.17 17 34.17

8 16 16 32.16 16 32.16 16 32.16 16 32.16 16 32.16

7 16 17 34.17 17 34.17 17 34.17 17 34.17 17 34.17 17 34.17 17 34.17 17 34.17 17 34.17 17 34.17 17 34.17

13 16 7 14.07 7 14.07 7 14.07 13 16 7 14.07 7 14.07 7 14.07 7 14.07 7 14.07

8 12 16 18.08 16 18.08 16 18.08 16 18.08 16 18.08 16 18.08 16 18.08 16 18.08 16 18.08 16 18.08 16 18.08

16 16 28.00 56.28 28.00 56.28 30.00 60.30 16 31.33 62.98 33.00 66.33 34.40 69.14 36.00 72.36 37.43 75.23

13 16 7 14.07 7 14.07 7 14.07 7 14.07 7 14.07 7 14.07 7 14.07 7 14.07 7 14.07 7 14.07 7 14.07

12 39 44.07 40 45.20 50 56.75 60 68.30 71 79.85 81 91.40 91 102.96 101 114.51 112 126.06 122 137.61 132 149.16

20 44 138.16 44 138.16 44 138.16 16 16 44 88.44 44 88.44 44 88.44 44 88.44 44 88.44 16 12 44 49.72 44 49.72 44 49.72 44 49.72 44 49.72 44 49.72 44 49.72 44 49.72 44 49.72 44 49.72 44 49.72

17 16 6 12.06 6 12.06 6 12.06 17 16 6 12.06 6 12.06 6 12.06 6 12.06 6 12.06 17 16 6 12.06 6 12.06 6 12.06 6 12.06 6 12.06 6 12.06 6 12.06 6 12.06 6 12.06 6 12.06 6 12.06

Acero en Planos

Requerido por Csi

Cumple

307.00

303.00

ok

307.00

295.53

ok

311.02 Acero en Planos

279.63 Requerido por Csi

ok

263.98

263.74

ok

267.33

247.84

ok

270.14

231.95

ok

273.36

216.05

ok

276.23 Area del acero de

200.16 Requerido por Csi

ok

183.47

184.26

184.60

168.37

ok

196.15

152.47

ok

207.70

136.58

ok

219.25

120.68

ok

230.80

104.79

ok

242.36

88.89

ok

253.91

73.00

ok

265.46

57.11

ok

277.01

41.21

ok

288.56

160.00

ok

Cumple

Cumple

Memoria Final Puente Con Dovelas Sucesivas

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