DISEÑO PUENTE VIGA LOSA CON EL ASSHTO LRFD DATOS A LLENAR RESULTADOS IMPORTANTES Eje de Apoyo Luz del Puente = 33.00 Eje de Apoyo 16.50 16.50 9 ELEVACION PUENTE CARACTERISTICAS GENERALES Super-estructura de concreto armado, de dos tramos simplemente apoyado 1.- GEOMETRICAS : Luz del Puente : 33.00 m Nº de Vias : 2.00 m Ancho de calzada : 7.20 m Ancho de Vereda : 0.70 m Ancho Total : 8.70 m SOBRECARGAS VEHICULARES: ASSHTO LRFD Camión de Diseño : HL-93 Sobrecarga Distribuida: Tandem de Diseño : Pilar # 01
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HOJA DE CALCULO PUENTE VIGA LOSA-DISEÑO DE VIGA(CONFIGURADO 14 MAYO 2011)
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DISEÑO PUENTE VIGA LOSA CON EL ASSHTO LRFD
DATOS A LLENAR RESULTADOS IMPORTANTES
Eje de Apoyo Luz del Puente = 33.00 Eje de Apoyo
16.50 16.50
9
ELEVACION PUENTE
CARACTERISTICAS GENERALESSuper-estructura de concreto armado, de dos tramos simplemente apoyado
1.- GEOMETRICAS :
Luz del Puente : 33.00 mNº de Vias : 2.00 mAncho de calzada : 7.20 mAncho de Vereda : 0.70 mAncho Total : 8.70 m
SOBRECARGAS VEHICULARES:ASSHTO LRFD
Camión de Diseño : HL-93
Sobrecarga Distribuida:
Tandem de Diseño :
Pilar # 01
2.- MATERIALES:
CONCRETO ARMADO:ConcretoResistencia a la compresión : 280 Kg/cm2Modulo de Elasticidad : 250998.00 Kg/cm2 2509980000
Acero de refuerzoResistencia a la fluencia : 4200 Kg/cm2Modulo de Elasticidad : 2100000 Kg/cm2
3.- DETERMINACION DE LA SECCIÓN TRANSVERSAL Y LONGITUDINAL
PREDIMENSIONAMIENTO DE LA VEREDA:
ANCHO DE VEREDA- Ancho mínimo de circulación peatonal: 0.6 m- Colocación de barandas: 0.1 m
Ancho total : 0.7 m OK !!
PERALTE DE LA VEREDA (hacera)
hacera asumida : 0.15 m OK!!
- Carga muerta :Peso propio : 360 Kg/m2Acabados: 100 Kg/m2
WD = 460 Kg/m2- Carga viva :
Carga peatonal: WL = 360 Kg/m
Carga última :0.05 0.70
Wu= 1256 Kg/m = 0.1256 Kg/cm2H(acera)
0.2 0.50
En voladizo Se considera una Viga EquivalenteWu Wu
0.50 m L= 1.00 m
hacera = 0.12493 m
hacera=1 . 41L
( 4√Wu )
Wu=1 . 4WD+1 . 7W L
Tomaremos: h (acera) = 15 cm
NÚMERO Y SEPARACION DE VIGA LONGITUDINAL:
NÚMERO DE VIGAS:Por criterio estructural se planteo tres vigas longitudinales.
SEPARACIÓN ENTRE VIGAS: En la separación de centro a centro de las vigas se tendra en consideración de que el voladizo de la losa no sea mayor a la mitad de la separación entre vigas.
Ancho total de la losa = 3a= 7.70
a/2 a a a/2
S'= 2.20
S = 2.60 m
→ a = 2.5667 mEscogemos un valor mayor a este por seguridad: a = 2.60 m
PREDIMENSIONAMIENTO DE LA VIGA LONGITUDINAL:
ALTURA DE VIGA:luz mayor entre los tramos
L= Luz entre ejes de apoyo 33.00 m 16.50 mS1= Luz entre ejes de apoyo 108.27 ft 54.13 ft
Se tiene:
h1=0.065L (para puentes con pilares)h2 Incrementar en 10% por ser elemento simplemente apoyado
h1= 1.0725 mh2= 3.8582 ft = 1.18 m Tomar el mayor de h1 y h2
Se adoptara : hv= 1.2 m
ANCHO DEL ALMA DE LA VIGA: ANCHO EFECTIVO DEL ALA: bv
bv= 0.400 m ( primer tanteo) Viga Exterior: L= 33.00 mt= 0.2 m
s'= 2.20 mbw= 0.40 m
a2+2a+
a2=A ncho total de la losa
b f≤{ L8
6 t+0 .5bwancho del voladizo
h1= 0 . 065L
h2 =S1+918
1-* 4.125 m2-* 1.4 m3-* 0.66 m
→ bf = 1.964 mviga interior: bfext = 2.21
según el problema bfint= 2.440
PREDIMENSIONAMIENTO DE LA LOSA:
Se el peralte mínimo según AASHTO :
ts =S1+10 S1 : espaciamiento interno entre caras de las vigas principales en pies:
30 S1= 7.2178 ft
ts= 0.5739 ftts= 0.1749 m
Se adoptara : ts= 0.2 m
PREDIMENSIONAMIENTO DE VIGAS DIAFRAGMA:
NÚMERO DE DIAFRAGMAS:Se colocara diafragma a cada tercio como máximo de luz del puente:
Espaciamiento: L = 11 m → 11 m3
Nº de diafragmas = 4
ANCHO DE LA VIGA DIAFRAGMA: ALTURA DE LA VIGA DIAFRAGMA: hd = hv-0.25
0.20<bd<0.30m hd= 0.95 m
bd= 0.25 m
ANCHO EFECTIVO DEL ALA DEL DIAFRAGMAbf = 3*ts
bf = 0.60 m0.60 m
0.2 m
VIGA DIAFRAGMA
0.75 m
0.25 m
AUMENTO DE LA LONGITUD DE LAS VIGAS LONGITUDINALES EN LOS EXTREMOS :
Generalmente para puentes con luces de 12 a 25m; se aumentara entre 25 a 30cm. Los extremos de la viga longitudinal , a partir del eje de apoyo; con la finalidad de aseguraruna adecuada " longitud de soporte " en los apoyos para resistir fuerzas horizontales.
Eje de apoyo
b f≤{ L8
6 t+0 .5bwancho del voladizo
Q233
Toño:
G235
Ingrese el espesor de losa conveniente
a = 0.3 m
POR LO TANTO LA LONGITUD TOTAL DEL PUENTE ES:
33.6 m
GEOMETRIA DETERMINADA ( Todas las dimensiones estan en metros )
C
L
8.33
0.70 0.05 0.05 0.70
2.0 % 2.0 %
0.15
0.2 0.21 0.15 0.2
1.20
0.25
2.20 2.20 2.20
0.50 0.46 0.40 0.40 0.40 0.46 0.50
1.16 2.60 2.60 2.60 1.16
SECCION TRANSVERSAL
0.15
0.20
0.75
0.45
0.25 m 0.25 m 0.25 m 0.25 m
11 m 11 m 11 m
LT=
L290
OJO: Ingresar la longitud que crea conveniente 0.25< a < 0.30m
SECCION LONGITUDINAL
( Detalles de las vigas DIAFRAGMA )
4.- FACTORES DE RESISTENCIA
Estado límite de resistencia Factor ØFlexión, tracción 0.90Corte, torsión 0.90Compresión axial con espirales o estribos 0.50-0.90Apalstamiento del concreto 0.70Otros estados limites 1.00
5.- MODIFICADORES DE CARGA
Resistencia Servicio Fatiga0.95 1.00 1.000.95 1.00 1.001.05 No Aplicable No Aplicable
0.95 1.00 1.00
6.- FACTORES DE CARGA Y COMBINACIONES
- Resistencia I , Estado Limite
Simbolo Descripcion Factor de cargaDC Carga muerta estructural y no estructural 1.25DW Carga muerta superficial y rodadura 1.50
LL + IM Carga viva vehicular 1.75
U = n 1.25 DC + 1.50 DW + 1.75 ( LL+IM )
- Estado limite de servicio I
Simbolo Descripcion Factor de cargaDC Carga muerta estructural y no estructural 1.00DW Carga muerta superficial y rodadura 1.00
LL + IM Carga viva vehicular 1.00
U = n 1.00 DC + 1.00 DW + 1.00 ( LL+IM )
- Estado limite de fatiga
Simbolo Descripcion Factor de cargaLL + IM Carga viva vehicular 0.75
Ductilidad nD
Redundancia nR
Importancia nI
n = nD . nR . nI
U = n 0.75 ( LL+IM )
7.- SOLICITACIONES POR CARGA VIVA
Número de víasNL = w
3600
Para w = 8328 mm, NL = 2
Factores de presencia Múltiple
Número de Vías Cargadas Factor (m)1 1.202 1.003 0.85
4 ó más 0.65
Factores de Impacto
Compóenete IM (%)Juntas de tablero 75
Fátiga 15Otros 33
FACTORES DE DISTRIBUCION DE MOMENTOS
Vigas Exteriores
Dos vías cargadas : REGLA DE LA PALANCA: m = 1.00
P/2 P/2 P/2 P/2
0.60 1.80 1.20 1.80 -2.39
2.60
R1
R1 = P x 2.41 + 0.61 + -0.59 + -2.392 2.60
R1= 0.0108 P
FC = 0.011
Gext. = 1.00 0.011 = 0.011
Gext. = 0.01
FACTORES DE DISTRIBUCION DE CORTANTES
Vigas Exteriores
Dos vías cargadas : REGLA DE LA PALANCA: m = 1.00
FC = 0.011
Gext. = 1.00 0.011 = 0.011
Gext. = 0.01
MOMENTOS POR CARGA VIVA
SOBRECARGA VEHICULARA) Camion de Diseño HL-93Los efectos maximos sobre el puente se dan en la posicion mostrada.
C L
14.78 tn 14.78 tn3.57 tn
4.3 4.3 Resultante 33.13 Tn8.93 3.57 0.73 4.3 7.47 X 2.84503 m
RESULTADOSREACCION A 12.125 TnREACCION B 12.125 Tn
M max 75.78 Tn-m
Gext Mmax( Tamdem o camion ) 1 + IM +100
Por lo tanto el Momento máximo de sobrecarga vehicular por via aplicando la formula anterior sera:
Vigas Exteriores
0.011 168.31 x 1.33 + 75.78 = 3.23 Tn-m 3.2 Tn-m
CORTANTES POR CARGA VIVAComo en el caso anterior a los resultados obtenidos se le aplicara la siguiente formula:
Gext. 1 + IM +100
Usando coeficientes de líneas de influencia
A) Camion de Diseño HL-93
14.78 Tn 14.78 Tn 3.57 Tn4.30 4.30 16.40
25.00
1.00 0.83 0.66
Vmax (Camión) = 14.78 x 1.00 + 14.78 x 0.83 + 3.57 x 0.66 = 29.36 Tn
B) Carga distribuida0.97 t/m
25.00
1.00
= 1/2 x 25.00 x 1.00 x 0.97 = 12.13 Tn
C) Tamdem de Diseño
MCV + IM = Mmax(distribuida)
M CV+ IM = MCV+ IM =
VCV+ IM= Vmax( Tamdem o camión ) Vmax (Distribuida)
Vmax(Distribuida)
11.20 Tn 11.20 Tn1.20 23.80
25.00 m
1.00 0.95
= 11.20 x 1.00 + 11.20 x 0.95 = 21.86 Tn
Vigas Exteriores
0.011 29.4 x 1.33 + 12.13 = 0.55 Tn
0.55 Tn
8.- SOLICITACIONES POR CARGAS PERMANENTES
* MOMENTOS FLECTORES Y FUERZAS CORTANTES BAJO CARGA DISTRIBUIDACon coeficientes de líneas de influencia.
A) Momentos Flectores
w t/m
25.00
6.25
= 1/2 x 25.00 x 6.25 x w = 78.13 w t/m
B) Fuerzas Cortantesw t/m
25.00
1.00
= 1/2 x 25.00 x 1.00 x w = 12.50 w t
* METRADO DE CARGAS (Hallamos el valor de W )
Vigas Exteriores
Carga muerta de Componentes estructurales y no estructurales (DC)
Vmax(Tamdem)
V CV+ IM =
VCV+ IM =
Mmax
Vmax
Losa = 2.40 x 1.00 x 0.20 x 1.96 = 0.94 t/mViga = 2.40 x 1.00 x 0.40 x 1.00 = 0.96 t/mAcartelas = 2.40 x 1.00 x 0.15 x 0.15 = 0.05 t/mVeredas = 2.40 x 1.00 x 0.75 x 0.15 = 0.27 t/mBarandas = 0.10 x 1.00 x 1.00 = 0.100 t/mDiafragmas = 2.40 x 0.25 x 1.00 x 1.100 x 4.00 = 0.08 t/m
33.00
= 2.41 t/m
Carga muerta de la superficie de rodadura y dispositivos auxiliares (DW)
Asfalto = 2.20 x 1.00 x ### x 4.16 = ### t/m= ### t/m
Multiplicando la expresión genérica para cargas uniformes por los valores de cargas uniformes para vigas, los momentos y fuerzas cortantes sin factorar son expuestos en la siguiente tabla.
w t/m
Momentos (Tn-m) Cortantes (Tn)
DC 2.41 188.03 30.084DW ### #VALUE! #VALUE!
CV+IM - 3.23 0.551099024000027
9.- INVESTIGANDO ESTADO LIMITE DE SERVICIO
- Investigando la Durabilidad.Se asume que los materiales del concreto y los procedimientos de construcción proveen un adecuado recubrimiento, agregados no reactivos, através de la consolidación, adecuado contenido de cemento,baja relación agua/cemento, a través del curado y concreto de aire incorporado.
Recubrimiento para acero de refuerzo principal desprotegido.Expuesto de sales al deshielo 60 mm sobre los estribosExterior distinto a (exposición de sales al deshielo) 50 mm Inferior, fondo de los vaciados in situ 25 mmHasta refuerzo N° 11 12 mm
* Peralte Efectivo:
Asumir barra de : Ø 1 = 2.54 cm
Refuerzo positivoTrabajando con 1 capa de acero
= 120 - 15 - 5 - 1/2 2.54 = 98.73 cm
Refuerzo negativo
= 120 - 6 - 1/2 2.54 = 112.73 cm
- Control de Fisuración (Estado Limite de servicio I )
fs ≤ fsa = Z ≤ 0.6 fy
dc A
Donde:dc = Profundidad medida desde el extremo de la fibra en tensión al centro de la barra localizado lo
más cerca, pero no será mayor que 50 mmA = Area de concreto que rodea a cada varilla.Z = Parámetro de ancho de grieta.
Usar Z = 23000 N/mm = 23000 kg/cm Condiciones de exposición severa
* Ancho efectivo. ( Ya fue hallado anteriormente )
WDC
WDW
Tipo de carga M+
max Vmax
d+
d-
1/3
La longitud efectiva del tramo usado en el cálculo del ancho efectivo del ala puede ser tomada como la longitud real del tramo para tramos simplemente apoyados.
Momento de flexión positivo
= 3300 cm
1/8 = 1/8 3300 = 412.5 cm
+ 1/2 ≤ 6 ts + 1/2 bw = 6 20 + 1/2 40 = 140.0 cm
Ancho de la losa en voladizo = 66.4 cm (gobierna)
Usar: = 196.4 cm
** Refuerzo Positivo - Viga ExteriorEstado limite de servicio IMu = n 1.00 + 1.00 + 1.00
Modificadores de carga.
Resistencia Servicio Fatiga0.95 1.00 1.000.95 1.00 1.001.05 No aplicable No aplicable0.95 1.00 1.00
Descripción En pulg. En cm 5 capas Paquetes de 4 var.Recubrimiento r = 5.00Diámetro de estribos ds = Ø 1/2 1.27Diámetro acero principal db = Ø 1 2.54Cantidad de varillas c = #VALUE! #VALUE! #VALUE!Ancho de viga b = 40Espaciamiento entre varillas s =1.5db 3.81Espaciamiento por paquetes 5.00Separación libre entre capas 2.54Ancho de viga necesario 5 capas #VALUE!Ancho de viga necesario paquetes de 4 var. #VALUE!
#VALUE! #VALUE!
Ancho de viga necesario controlado por el espaciamiento horizontal de varillas y el recubrimiento.
MCL
Lefect
Lefect
bE= bef bI
bE
MDC MDW MLL + IM
Ductilidad nD
Redundancia nR
Importancia nI
n = nD . nR . nI
M+u(CL)
d+
cm2
5
bw = 2 r + 2 estribo + ### db + ### sbw = 2 5.00 + 2 1.27 + ### 2.54 + ### 3.81 = ### cm
Usar: bw = 150.0 cm
Paralte efectivoys = r + estribo + 2 db + 1.5 s + 1/2 db o dsys = 5 + 1.27 + 2 2.54 + 1.5 2.54 + 1/2 2.54 = 16.43 cm
= 120 - 16.43 - 1.50 = 102.07 cm
Para chequear el control de fisuración es necesario realizar un analisis de sección transformada.n = Es
Ec
Es = 2E+06 Kg/cm2 = 2E+05 MPa
Ec = 4800 f'c = 4800 x 28 = 25399 MPa
n = Es = 2E+05 = 8Ec 25399
→ Asumiendo el eje neutro en el ala
= 196.4 cmfc x x/3
20 cm
120 d-x jd=d-x/3
As = ### Ø 1 Ts=As fs
fs/n150.0 cm
x = - n As + n As +
x = - 8 ### + 8 x ### + 2 8 ### 102.07196.4 196.4 196.4
x = ### cm ### hf = 20.0 mm
Como el eje neutr###se encuentra en el ala, lo asumido ###
Resolviendo la ecuación tenemos: x = ### cmEl esfuerzo en el acero debe ser comparado con los esfuerzos permitidos para un control de fisuración.Area de concreto con igual centroide que el refuerzo de tracción principal.
### Ø 1
ys
ys = 16.43 cmdc
bw = 150.00 cm
→ Momento de Inercia de la sección fisurada.
= 196.4 cm
120 cm x = ### cm
2120
nAs
bw = 150.0 cm
SecciónArea y A y d
A (cm2) cm (cm3)1 3928 ### #VALUE! #VALUE! #VALUE! 130.9E+32 #VALUE! ### #VALUE! #VALUE! #VALUE! #VALUE!
Esfuerzo en el acerofs = n M (d - x) = 8 ### 10 102.1 - ###
#VALUE!fs = #VALUE! kg/cm2
Calculo de fsafsa = Z
dc A
Z = 23000 kg/cm Condiciones de exposición severa
A = 2 ys bw = 2 16.43 150 = ### cm2N ###
fsa = 23000 = #VALUE! kg/cm25 x ###
bE
y2 A y2 Icg
y - y1 bh3/12
IR Σ Icg Σ A d2
Irot
Irot
5
1/3
1/3
fsa = #VALUE! kg/cm2 ### fs = #VALUE! kg/cm2
### Barras inferiores Ø 1 #VALUE!
distribuido a lo largo de las caras laterales de la componente en una distancia d/2 y más cercana al refuerzo de tensión a flexión. El área de refuerzo sobre cada cara lateral no será menor de:
10%As
### cm2
Probando con barra de: Ø 1/2 = 1.29
Usar: ### varillas de: Ø 1/2
10.-Investigando la fatiga
Estado limite de fatiga
Mu = n 0.75
Cargas de Fatiga.• Un camión de diseño con un espaciamiento constante de 9.0 m entre ejes posteriores.• Carga Dinámica permitida IM = 15 %• El factor de distribución para una línea de tráfico debe ser usado.• El factor de presencia multiple de 1 debe ser removido.
a. Rango de esfuerzos de fatiga permitido en refuerzo.
= 145 - 0.33 + 55 rh
Colocando el camión de diseño en la posición para momento máximo.
14.78 t R 14.78 t 3.57 t1.776 1.776
5.276 9.00 4.30 6.424
25.00
2.26
3.67
6.12
= 14.78 x 2.26 + 14.78 x 6.12 + 3.57 x 3.67 = 137.1 t-m
factor de Distribución de momentos.
Gext = 0.011
Mu = 0.75 g (1 + IM)
Como la profundidad del alma excede a 900mm, el reforzamiento longitudinal Ask será uniformemente
Ask ≥
Ask =
cm2
MLL + IM
ff
ff fmin
CL
Mmax
Mu
Mu = 0.75 0.011 137.06 1.15 = 1.27 t-m
Tracción máxima en refuerzo usando ### Ø 1
= n M (d - x) = 8 1.27 10 102.1 - ### = ### kg/cm2#VALUE!
Deflexión estimada de LL + IMCon un carril de trafico apoyada sobre 2 vigas,cada viga carga solamente la mitad de la carga de carril, incluyendo impacto, la deflexión por carga viva es:
mg + + 1 + IM0.5 ### + ### + ### 1.15
### mm ### 31.25 mm #VALUE!
d. Deflexión por carga muerta
Cargas Muertas
2.41 t/m### t/m### t/m =
Ma = 1 = 1 ### 25.00 = ### t-m8 8
Deflexión instantanea.
= 5384
Donde:
= + 1 - x Momento Efectivo de InerciaMa Ma
127.24 t-m= 23.8E+6 cm4 Momento de Inercia de la sección bruta o sección sin fisurar.= #VALUE! cm4 Momento de Inercia de la sección fisurada.= 253992 kg/cm2 Modulo de Elasticidad del concreto
Remplazando
= = 127.24 = ###Ma ###
= ### 23.8E+6 + 1 - ### #VALUE! = #VALUE! cm4
EI = = 253992 #VALUE! = #VALUE! kg-cm2
Luego:
ΔX1
ΔX1
ΔX2
ΔX2
ΔX3
ΔX3
ΔLL+IM = ΔX1 ΔX2 ΔX3
ΔLL+IM =ΔLL+IM =
wDC =wDW =wD =
wD L2
ΔD wD L4
Ec Ie
Ie Mrot IR Mrot Irot
Mrot =
IRIrot
Ec
Ie Mrot
Ie
Ec Ie
2 22
2 22
2 22
33
3 3
2
4
= 5 ### 2500 = ### cm = ### mm384 #VALUE!
La deflexión instantanea es multiplicada por un factor de deformaciones diferidas para obtener una deflexión a largo plazo.λ = 3 - 1.2 A's ≥ 1.6
As
Para: A's = 0 cm2 As = ### cm2
λ = 3.0 - 1.2 0 = ######
Contraflecha: ### ### = ### cm = ### mm
Contraflecha= ### mm
11.-INVESTIGANDO EL ESTADO LIMITE DE RESISTENCIA
Estado limite de resistencia I
Mu = n 1.25 + 1.50 + 1.75
ENVOLVENTE DE MOMENTOS PARA L = 25m EN UNA VIGA T (Tn-m)
Lugar Posición DC DW Mu(m) (Tn-m) (Tn-m) (Tn-m) (Tn-m)
0.0 L 0.00 0.00 #VALUE! 0.00 #VALUE!0.1 L 2.50 67.69 #VALUE! 85.42 #VALUE!0.2 L 5.00 120.34 #VALUE! 149.76 #VALUE!0.3 L 7.50 157.94 #VALUE! 193.03 #VALUE!0.4 L 10.00 180.50 #VALUE! 215.24 #VALUE!0.5 L 12.50 188.03 #VALUE! 224.03 #VALUE!
ENVOLVENTE DE CORTANTES PARA L = 25m EN UNA VIGA T (t)
Lugar Posición DC DW Vu(m) (Tn) (Tn) (Tn) (Tn)
0.0 L 0.00 30.08 #VALUE! 38.38 #VALUE!0.1 L 2.50 27.08 #VALUE! 34.17 #VALUE!0.2 L 5.00 24.07 #VALUE! 29.95 #VALUE!0.3 L 7.50 21.06 #VALUE! 25.74 #VALUE!0.4 L 10.00 18.05 #VALUE! 21.52 #VALUE!0.5 L 12.50 15.04 #VALUE! 17.31 #VALUE!
* Flexión
Diseño por Factores de Carga y Resistencia
Mu = 0.95 1.25 + 1.50 + 1.75Mu = 0.95 1.25 188.03 + 1.50 ### + 1.75 3.23Mu = #VALUE! Tn-mEste valor es comparable con el valor de 699.43 t-m que encontramos en la tabla de envolventes
Resistencia de comprobación provisto por barras seleccionadas para el control de rotura
Variación de la armadura en la viga en secciones tomadas a cada 1/10 de la luz del puenteUsando barras de: Ø 1 = 5.10
Lugar Posición Mu m ρ As Refuerzo(m) (t-m) (kg/cm2) (cm2) Ø 1
0.0 L 0.00 #VALUE! #VALUE! 17.65 #VALUE! 0.0020 #VALUE! #VALUE!
0.1 L 2.50 #VALUE! #VALUE! 17.65 #VALUE! 0.0020 #VALUE! #VALUE!
0.2 L 5.00 #VALUE! #VALUE! 17.65 #VALUE! 0.0020 #VALUE! #VALUE!
0.3 L 7.50 #VALUE! #VALUE! 17.65 #VALUE! 0.0020 #VALUE! #VALUE!
0.4 L 10.00 #VALUE! #VALUE! 17.65 #VALUE! 0.0020 #VALUE! #VALUE!
0.5 L 12.50 #VALUE! #VALUE! 17.65 #VALUE! 0.0020 #VALUE! #VALUE!
Donde:= m = fy ρ = 1 1 - 1 - = 0.03 f'c
0.85f'c m fy fy
0.85 f'c bE
β1
ρmin =
a / β1
d pos
ρmin =
ρmin
cm2
Ku ρMin
Ku Mu 2mKu ρMin
Øbd2
As = ρbd
** Cortante
Requisitos generales• Refuerzo transversal.
Vu = 0.5 Ø (Vc + Vp) Ø = 0.90
• Refuerzo mínimo.Av ≥ 0.083 f'c bv s
fy
• Espaciamiento mínimo.Si Vu < 0.10 f'c bv dv cuando s ≤ 0.8 dv ≤ 600 mm
Si Vu ≥ 0.10 f'c bv dv cuando s ≤ 0.4 dv ≤ 300 mm
Donde:bv = Espesor mínimo del alma dentro de la longitud dv
0.9 dedv = Altura efectiva al corte, no menor que 0.72 h
d - a/2
Consideraciones de diseño.• La sección crítica por corte será el mayor de 0.5 dv Ctg θ 0 dv, apartir de la car interna del apoyo.
b s
Cds
Av fydv
As α θT
bv
• Resistencia Nominal.
Vc + Vs +VpVn = min
0.25 f'c bv dv + Vp
Resistencia al corte del concreto nominal.
Vc = 0.083 β f'c bv dv
Resistencia al corte del reforzamiento transversal nominal.
Vs = Av fy dv (Cot θ + Cot θ ) Sen α Generalmente α = 90° y θ =45°s
Determinación de β y θ Usar las tablas y figuras de la norma AASHTO - LRFD para determinar β y θ. Estas tablasdependen de los siguientes parámetros para vigas no pretensadas sin carga axial.
Tensión de corte nominal en el concreto
v = VuØ bv dv
Tensión en el refuerzo longitudinal.
(Mu / dv) + 0.50 Vu Cot θEs As
Refuerzo longitudinal. Debe comprobarse:As fy ≥ Mu + Vu - 0.5 Vs Cot θ
Procedimiento de diseño.
Determinación de Vu y Mu a una distancia dv desde un apoyo exterior.As = ### Ø 1 = 5.10 As = ###
PUENTE CARROZABLE "LA HUERTA"DISEÑO DE LOSA, VEREDAS Y DIAFRAGMAS
DISEÑO DE LA LOSA
0.100.60 0.05 3.60 0.05 0.60
0.150.20
0.15
0.15 1.20
0.40 0.65 0.40 2.00 0.40 0.65 0.40
1.25 2.40 1.25
SECCION TRANSVERSAL
PESOS DE COMPONENTESPara un ancho de 1m de franja transversal.Losa. = 2.40 x 0.20 x 1.00 = 0.48 t/m
Carpeta Asfáltica. = 2.00 x 0.05 x 1.00 = 0.10 t/m
Volado de losa. = 2.40 x 0.20 x 1.00 = 0.48 t/m
Veredas w1 = 2.40 x 0.15 x 1.00 = 0.36 t/m
Barandas = 0.10 t/m (asumido)
Carga peatonal = 0.36 t/m (según AASHTO LRFD)
S/C de diseño. HL-93
MOMENTOS FLECTORES1. Losa
= 0.480 t/m
1.25 1 2.40 2 1.25
R1 = 0.48 x (área neta sin volado)R1 = 0.48 x 0.50 x 2.40 x 1.000 = 0.58 t
0.48 x 0.50 x 2.40 x 0.600 = 0.35 t-m
2. Volado de losa.
= 0.480 t/m
0.85 1 21.25 2.40 1.25
R1 = 0.48 x (área neta en volado)R1 = 0.48 x 1.000 x 0.85 + 0.50 x 0.354 x 0.85 = 0.48 t
M1 = 0.48 x 0.50 x 0.85 x -0.850 = -0.17 t-m
0.48 x 0.50 x 0.85 x -0.425 = -0.09 t-m
wDC
wDW
wDC
Pb
wPL
wDC
MCL =
wDC
MCL =
3. Veredaw1 = 0.360 t/m
0.65 1 21.25 2.40 1.25
R1 = 0.36 x (área neta en volado)R1 = 0.36 x 1.250 x 0.65 + 0.50 x 0.271 x 0.65 = 0.32 t
M1 = 0.36 x -0.600 x 0.65 + 0.50 x -0.650 x 0.65 = -0.22 t-m
0.36 x -0.300 x 0.65 + 0.50 x -0.325 x 0.65 = -0.11 t-m
4. Baranda= 0.100 t
0.10 1 21.25 2.40 1.25
R1 = 0.10 x (ordenada de la línea de Influencia)R1 = 0.10 x 1.479 = 0.14791 t
M1 = 0.10 x -1.150 = -0.115 t-m
0.10 x -0.575 = -0.0575 t-m
5. Carpeta Asfáltica.= 0.100 t/m
0.60 1 2
1.25 2.40 1.25
R1 = 0.10 x (área neta en volado)+(área neta sin volado)R1 = 0.10 x 1.000 + 0.250 x 0.50 0.60 + 1.000 x 0.500 x 2.40R1 = 0.1875 t
M1 = 0.10 x -0.600 x 0.60 x 0.50 = -0.018 t-m
0.10 x -0.300 x 0.60 x 0.50 + 0.50 x 0.600 x 2.400.06 t-m
6. Carga Peatonal0.360 t/m
0.65 1 21.25 2.40 1.25
R1 = 0.36 x (área neta en volado)R1 = 0.36 x 1.250 x 0.65 + 0.50 x 0.271 x 0.65 = 0.32 t
M1 = 0.36 x -0.600 x 0.65 + 0.50 x -0.650 x 0.65 = -0.22 t-m
0.36 x -0.300 x 0.65 + 0.50 x -0.325 x 0.65 = -0.11 t-m
7. Carga viva vehicular.El eje del camióm estándar tiene llantas espaciadas 1.80 m y debe posicionarse transversalmentepara producir los efectos máximos tal que el centro de cualquier llanta no se acerque menos de0.30m del sardinel para el diseño del volado y 0.60m del borde del carril de 3.60m para el diseño de los otros componentes.
7.40 t 7.40 t
MCL =
Pb
MCL =
wDW
MCL =MCL =
wPL =
MCL =
0.30 1.80 0.90
0.65 1 21.25 2.40 1.25
R1 = 7.40 x (ordenada de la línea de Influencia)R1 = 7.40 x 1.125 + 7.40 x 0.375 = 11.10 t
M1 = 7.40 x -0.300 = -2.220 t-m
7.40 x -0.150 + 7.40 x 0.45 = 2.22 t-m
Ancho de franjasEl ancho de franja sobre el cual se deben considerar distribuidas longitudinalmente las cargas de llantas en losa de concreto vaciadas "in situ" es:Volado 1140 + 0.833 X Para momento en el voladoM+ 660 + 0.55 S Para momento positivo en tramos internosM- 1220 + 0.25 S Para momento negativo en apoyos
X = Distancia de la llanta al eje del apoyoS = Espaciamiento de vigas longitudinales
P650 300 X = 300 mm
400 650 400
1250
por:
l = 0.0228 1 + IM P100
IM = 33 %P = Carga de llanta = 7.40 t
l = 0.0228 x 1.75 x 1 + 33 x 7.40 = 0.393 m100
Luego la superficie de contacto es: 500 x 393 mm2
Momento negativo en el voladoPara un carril cargado: m = 1.20
= 1140 + 0.833 X = 1140 + 0.833 x 300 = 1389.9 mm
M1 = 1.20 x -2.22 = -1.917 t-m1.39
Momento positivo en losa interiorPara un carril cargado: m = 1.20
= 660 + 0.55 S = 660 + 0.55 x 2400 = 1980 mm
x 1.20 = 2.22 x 1.20 = 1.35 t-m1.98
EVALUACION DEL ESTADO LIMITE DE RESISTENCIA Mu = n 1.25 + 1.50 + 1.75
Modificadores de carga.
Resistencia Servicio Fatiga0.95 1.00 1.00
MCL =
El área de contacto de la llanta se asume rectangular con un ancho de 500mm y una longitud l dada
SWvolado
SW+
MCL = MCL
SW+
MDL MDW MLL + IM
Ductilidad nD
0.95 1.00 1.001.05 No aplicable No aplicable0.95 1.00 1.00
Momento en la cara exterior del apoyo= 0.95 1.25 -0.366 + 1.50 -0.008 + 1.75 1.33 -0.809 = -2.23 t-m
Según los resultados obtenidos, el momento negativo en la cara exterior del apoyo es menor que el momento negativo en la cara interior del apoyo; por lo cual el acero negativo sera aquel calculado para la cara interior del apoyo.
DISEÑO DE LA VEREDA
0.100.60 0.05
0.360 t/m0.760 t
0.150.20
El análisis se hará para 1.00m de fondo de vereda.Veredas 2.40 x 0.15 x 1.00 = 0.360 t/m
Barandas = 0.100 t/m (asumido)
Carga peatonal = 0.360 t/m (según AASHTO LRFD)
Fuerza en sardinel = 0.760 t (según AASHTO LRFD)
Calculo de los momentos actuantes en la vereda1. Vereda
PUENTE CARROZABLE "LA HUERTA"DISEÑO DE APOYO ELASTOMERICO
1 CARGAS DE DISEÑOEl apoyo de elastómero deberá satisfacer los criterios de diseño bajo cargas de servicio sin impacto. Cargas verticales:
Para distribución de cortantes:0.011 Vigas exteriores
Para distribución de momentos:0.011 Vigas exteriores
Cargas vertical en el apoyo extremo:29.36 t Carga vertical por sobrecarga camión12.125 t Carga vertical por sobrecarga distribuida30.08 t Carga vertical por componentes estructurales y no estructurales### t Carga vertical por superficie de rodadura
Para vigas exteriores:0.011 29.4 + 12.125 = 0.44676 t30.08 + ### = ### t
### t
El diseño se hará con la carga de servicio de 74.80 t
Deformación por temperatura:α ΔT = 1.08E-05 30 = 3.24E-04
Deformación por contracción de fragua:0.0002 para 28 días y 0.0005 para 1 año
Considerando la diferencia:0.0005 - 0.0002 = 0.0003
MOVIL FIJO
25.00
El movimiento máximo longitudinal se puede calcular de:Δs =Donde:
= Factor de craga para efectos térmicos.= 1.2
Le = Longitud total expandibleLe = 25000 mm
Δs = 1.2 25000 3.24E-04 + 0.0003Δs = 18.7 mm
3 ESPESOR PRELIMINARPara prevenir el corrimiento de los bordes y la delaminación debido a la fatiga, el espesor total del apoyo elastómerico debe ser:
> 2 Δs = 2 18.7 = 37.44 mmSe asumirá:
40.0 mm10.0 mm
VLL = mg (VTr + VLn)VDL = VDC + VDW
mgV =
mgM =
VTr =VLn =VDC =VDW =
VLL =VDL =
/°C
εTEMP =
εSH =
εSH =
Le ( εTEMP + εSH )
hrt
hrt =hri =
4 AREA DE APOYO PRELIMINARFactor de forma de una capa de elsatómero es:
L W
Donde:L = Longitud del apoyoW = Ancho del apoyo (dirección transversal)
Espesor de la capa i-ésima de elastómero
Los esfuerzos de compresión de una capa de elastómero suijeta a deformaciones por corte deberá satisfacer:Esfuerzo por carga total: 1.66 11.0 MPaEsfuerzo por carga viva: 0.66 GS
Donde:G = Módulo de corte del elastómero (MPa)S = Factor de forma
Para un neopreno de dureza Shore 60, G se encuentra entre 0.95 y 1.2 MPa
Asumiendo:W = 400 mmL = 175 mm
10.0 mm
L = 175
W = 400Eje de viga
175 400 = 6.12 10.0 175 + 400
R = 74800 = 10.48 MPa < 11.0 MPaL W 175 400
= 1.66 G S = 1.66 0.95 6.1 = 9.60 MPa OK
= 447 = 0.06 MPa < 11.0 MPaL W 175 400
= 0.66 G S = 0.66 0.95 6.1 = 3.82 MPa OK
5 DEFLEXION INSTANTEANEA AXIALLa deflexión instantenea se puede calcular como:δ =
Donde:Deformación por compresión de la capa i-ésima de elastómeroEspesor de una capa i-ésima de elastómero
Dado:10.48 MPa 6.1 de gráficos de diseño se obtiene:0.056
La deflexión instantanea seria:δ = 4 0.056 10.0 = 2.24 mm
6 CAPACIDAD DE ROTACION DEL APOYOLa capacidad de rotación del apoyo se puede calcular como:
hri hrt
Si =2 hri ( L + W )
hri =
σS ≤ GS ≤σL ≤
hri =
Si =
σS =
σL = RL
Σ εi hri
εi =hri =
σS = S =εi =
= 2 2.24 = 0.026 radL 175
Donde:Rotación debido a la contraflecha que refleja la deflexión por carga permanente (valor negativo)Rotación debido a la deflexión por carga vivaRotación debido a incertidumbres ± 0.005 rad
La rotación instantanea por carga permanente se puede calcular por superposición como se ve en la figura.
w
A L B
y -24 E I 24 E I
### t/m
Ls = 25.00 m
Donde:= ### 2500 = ### rad
24 E I 24 #VALUE!
EI = #VALUE! kg-cm2
### - ### = ### rad
λ = 3 - 1.2 A's ≥ 1.6As
Para: A's = 0 mm2 As = ### cm2
λ = 3.0 - 1.2 0 = ######
Finalmente:-- 1 + ### ### = - ### rad
La rotación debido a la carga viva , se puede estimar por superposición como se ve en la figura.
P
A a b B
L
θMAX = 2 δ
Rotación de diseño θS, en estado limite de servicio:θS = θDC + θL + θINC
θDC =θL =θINC =
Rotación instantánea debida a la carga permanente θDI:
θAB θBA
θAB = w L3 θBA = w L3
we =
θDI = θD1 - θD2
θD1 = we Ls3
θDI =
Incluyendo el efecto de deflexión diferida, con un factor λ:
θDC = ( 1 + λ ) θDI
θDC =
Rotación debida a la carga viva θDL:
3
P a b (L + b) y - P a b (L + a)6 E I L 6 E I L
Ubicando el camión de diseño en la posición para momento máximo
14.78 t 14.78 t 3.57 t
8.927 4.30 4.30 7.473
25.00
Para:P = 14780 kg a = 893 cm b = 1607 cm
14780 893 1607 2500 + 1607 = ### rad
6 #VALUE! 2500
Para:P = 14780 kg a = 1323 cm b = 1177 cm
14780 1323 1177 2500 + 1177 = ### rad
6 #VALUE! 2500
Para:P = 3570 kg a = 1753 cm b = 747 cm
3570 1753 747 2500 + 747 = #VALUE! rad
6 #VALUE! 2500
Luego:mg
0.011 ### + ### + ### = ### rad
Rotación de diseño:La rotación de diseño en el estado límite de servicio.
- ### + ### ± 0.005
### rad### rad Valor crítico
Verificando:### rad ### 0.026 rad #VALUE!
7 COMPRESION Y ROTACION COMBINADASe debe diseñar los apoyos para evitar el levantamiento de cualquier punto del apoyo y para prevenirun excesivo esfuerzo de compresión sobre un borde bajo cualquier combinación de cargas y rotación correspondiente.
Verificación por levantamiento.Los requerimientos de levantamiento para apoyos rectangulares se pueden satisfacer con las siguientes condiciones :
= 1.0 G S Bn
Donde:Rotación de diseño = ### rad
n = Número de capas interiores de elastómeros = 4B = Longitud en dirección de la rotación = 175 mm
1.20 Criterio de levantamiento
θAB θBA
θAB = θBA =
θL = θL1 + θL2 + θL3
θL1 =
θL2 =
θL3 =
θL = θL1 + θL2 + θL3
θL =
θS = θDC + θL + θINC
θS =
θS =θS =
θS = θMAX =
σS > σUPMIN θS hri
θS =
2
G = Módulo de corte =0.95 Criterio de corte
S = Factor de forma = 6Espesor de la capa i-ésima de elastómero = 10.0 mm
= 1.0 1.20 6 ### 175 = ### MPa4 10.0
= ### MPa ### 10.48 MPa #VALUE!
Debido a que el criterio de levantamiento no se satisface hay que rediseñar el apoyo.Para:L = 235 mmW = 450 mm
15 mm Espesor de cada capa interiorn = 5 N° de capas Interiores
S = 5.16.94 MPa < 8.12 MPa < 11.0 MPa OK0.04 MPa < 3.23 MPa < 11.0 MPa OK0.055 De graficos de diseño
δ = 3.3 mm0.028 rad > ### rad #VALUE!
= ### MPa ### 6.94 MPa #VALUE!
Verificación por compresión.Los requerimientos de esfuerzo de compresión para apoyos rectangulares sometidos a deformaciones por corte pueden satisfacerse por:
1.875 G S 1 - 0.20 Bn
1.875 0.95 5 1 - 0.20 ### 2355 15.0
### MPa ### 6.94 MPa #VALUE!
8 ESTABILIDADLos esfuerzos de compresión se limitan a la mitad del esfuerzo de pandeo estimado.Para tableros con desplazamiento lateral:
G2A - B
Considerando:5 15 + 2 7.5 = 90 mm
Donde:A = = 1.92 90 / 235 = 0.100
S 1 + (2 L / W) 5.1 1 + 2 235 / 450
B = 2.67 = 2.67 = 0.064S (S + 2) (1 + L / 4W) 5.1 5.1 + 2 1 + 235 / 4 450
0.95 = 7.002 0.100 - 0.064
7.00 MPa > 6.94 MPa OK
9 REFUERZO EN EL APOYOEn el estado límite de servicio:
Fy
En el estado límite de fatiga:
Donde:Espesor de la platina de refuerzo
hri =
σUPMIN
σUPMIN σS =
hri =
σS = σMAX =σL = σMAX =εi =
θMAX = θS =σUPMIN σS =
σS < σCMAX = θS hri
σCMAX =
σCMAX = σS =
σS ≤ σCr =
hrt =
1.92 (hrt / L)
σCr =
σCr = σS =
hs ≥ 3 hMAX σS
hs ≥ 2 hMAX σL
ΔFTH
hs =
2
2
2
15 mmEsfuerzo de fluencia del material = 345 MPaEsfuerzo de fatiga, categoria A (AASHTO), elementos planos) = 165 MPa
Se calculan:En el estado límite de servicio:
3 15 6.94 = 0.90 mm345
En el estado límite de fatiga:2 15 0.04 = 0.01 mm
165
Usar: 0.90 mm = 0.90 mm
El aparato de apoyo sería:Apoyo elastomérico de:L = 235 mmW = 450 mm
5 capas interiores de 15 mm2 capas exteriores de 7.5 mm6 planchas de refuerzo de 0.90 mm
Espesor total = 95.4 mm
10 CALCULO DE PERNOS DE FIJACION### t Cortante por cargas permanentes
La máxima carga horizontal transversal por sismo es:10% DL = ### t
Resistencia del perno de anclajeArea de barra Ø 1 = 5.10 cm2Acero fy = 4200 Kg/cm2Número de fierros N = 3
Rn = 0.48 Ab fy N = 0.48 5.10 4200 3 = 30844.8 kg
Rr = Ø Rn = 0.65 30844.8 = 20049.1 kg
Rr ### ###
Tensión del perno de anclajeFact. = Ø 0.85 f´c mm = 0.75 (asumido)Ø = 0.70 (factor de resistencia)f'c = 210 Kg/cm2
Fact. = 0.70 0.85 210 0.75 = 93.71 Kg/cm2
Carga transversal por perno de anclajeFperno = ### = ### t = ### kg
3
Area del perno de fijación que resiste la carga horizontal transversal A1 = Fperno = ### cm2
Fact. / N
A1 es el producto del diametro del perno de anclaje y la longitud que fija el perno en el concreto
Longitud requeridaLreq = A1
Øbarra
Diametro de barra Ø 1 = 2.54 cm
Lreq = ### = ### cm2.54
Usar: Lanclaje = 80 cm
hMAX = Valor máximo de hri =Fy =ΔFTH=
hs =
hs =
hs =
VDL =
F EQ =
F EQ
PUENTE CARROZABLE "LA HUERTA"DISEÑO DE ESTRIBOS
1 DIMENSIONAMIENTO Calculado RedondeadoH = Altura total del estribo = 9.00 m 9.00 m minB = Base del estribo (0.4H, 0.7H) = 4.95 m 5.70 m ###hz = Altura de zapata (H/12,H/10) = 0.83 m 1.00 m ###h = Nivel de profundidad de la zapata = 3.50 m 3.50 mha = Nivel máximo de aguas = 2.24 m 2.24 m
Altura total de viga = 1.20 m 1.20 me = Espesor del alastómero = 0.095 m 0.095 m
Atura del parapeto = 1.30 m 1.30 mEspesor del parapeto = 0.30 m 0.30 m
(H/12,H/10) = 0.83 m 0.80 m ###(mín) = 0.30 m 0.50 m
L = Longitud del pie del estribo (B/3) = 1.65 m 1.70 mLong. de la cajuela a la linea central del apoyo = 0.24 m -
N = = 0.49 m 0.75 mDonde:N =L = Longitud del tablero = 25000 mmH = 0.00 mm (puentes simplemente apoyados)S = Desviación del apoyo medido desde la línea normal al tramo (en grados) = 0.00 º
2.681 0.30 0.75
1.295 0.50 1.20
0.095
0.40
0.30
0.519 0.531
###
9.00 2.24 6.70
6.005 BL =
1.70
3.50
0.80 1.00
5.70
2 DEFINICION DE CARGASConsideraciones inicialesPeso especifico del relleno = 1.80 t/m3Peso especifico del concreto = 2.40 t/m3Concreto f'c = 210 kg/cm2Acero fy = 4200 kg/cm2Angulo de fricción interno φ = 35.6 ºReacción por carga permanente (subestructura) DC = ### tReacción por carga muerta superficie de rodadura DW = 13.74 tReacción por carga viva vehicular LL = 0.00 tReacción por sobrecarga peatonal PL = ### tAncho del estribo A = 9.78 m
hviga =
hparapeto =bparapeto =tinf. =tsup. =
Nmin. =
(200+0.0017L+0.0067H)(1+0.000125S2)
γr
γc
R5
De las caracterisitcas del terreno
U6
Redondear manualmente
U7
Redondear manualmente
R8
De las caracterisitcas del terreno
R9
Del estudio hidrologico
R10
Del diseño de la superestructura
R11
Del diseño de la superestructura
R13
Insertar valor según criterio
R15
Insertar valor según criterio
U16
Redondear manualmente
BRq
1.80R(DC,DW,LL,PL)
1
EQ
EV 3
7 2
9
8
EH 4
5
6
a
σ minσ máx
Peso propio proveniente de la superestructura (DC)DC = ### t/m x = 2.38 m
Carga muerta proveniente de la superestructura (DW)DW = 1.41 t/m x = 2.38 m
Carga viva proveniente de la superestructura (LL)LL = 0.00 t/m x = 2.38 m
Fuerza de frenado y aceleración (5%LL)BR = 0.00 t/m y = 10.80 m BR =
Sobrecarga peatonal proveniente de la superestructura (PL)PL = ### t/m x = 2.38 m
Fuerza sismica (EQ = 10%DC)EQ = ### t/m y = 7.70 m
Presión estatica del sueloCalculo del coeficiente para el empuje activo - Teoría de Coulomb
1 + Sen (φ + δ) Sen (φ - β)Sen (θ - δ) Sen (θ + β)
Donde:Angulo de fricción interna del relleno = 35.6 ºAngulo de fricción y adherencia para diferentes materiales = 17.8 ºAngulo del talud de tierra con la horizontal = 0.0 ºAngulo de la cara superior de la pared con la vertical = 90.0 º
0.240
Empuje activo - Teoría de CoulombE = 1/2 = 1/2 1.80 0.240 9.00 = 17.50 t/mEH = 17.50 t y = 3.00 m
LSH
LSV
KA = Sen2 (θ + φ)Sen2 θ Sen (θ - δ)
φ =δ =β =θ =
KA =
γr KA H2
2
2
Calculo del coeficiente para la fuerza de diseño sismicoCoeficiente de aceleración A = 0.30Coeficiente de sitio S = 1.20
Calculo del coeficiente para el empuje de tierras con sismo - Mononobe OkabeKh = 0.15 Coeficiente sismico horizontal (A/2)Kv = 0.00 Coeficiente sismico vertical (0.00 a 0.05)
1 +
Donde:Angulo de fricción interna del relleno = 35.6 ºAngulo de fricción y adherencia para diferentes materiales = 17.8 ºAngulo del talud de tierra con la horizontal = 0.0 ºarc tan Kh/(1-Kv) = 8.5 ºAngulo entre la pared interior del muro y la vertical = 0.0 º
3 VERIFICACION DE ESTABILIDAD Y SEGURIDADConsideraciones inicialesFactor de seguridad al deslizamiento FSD = 1.50Factor de seguridad al volteo FSV = 2.00Coeficiente de fricción entre el muro y el suelo μ = 0.60Capacidad portante del suelo Gt = 3.53 kg/cm2
Espaciamiento para barra de: Ø 3/4 = 2.84S = 2.84 100 = ### cm
###
N°barras = ### Usar: Ø 3/4 @ 15 cm
2. Refuerzo transversalAst =
Ast = 0.0020 100 100.0 = 20.00 cm2
Espaciamiento para barra de: Ø 3/4 = 2.84S = 2.84 100 = 14.20 cm
20.00
N°barras = 7.0 Usar: Ø 3/4 @ 15 cm
DISTRIBUCION FINAL DE LA ARMADURA
Ø 5/8 @ 25 cm Ø 5/8 @ 25 cm
Ø 1/2 @ 25 cm
Ø 1/2 @ 20 cm
Ø 3/4 @ 25 cm
Ø 1 @ 15 cm
Ø 5/8 @ 25 cm Ø 5/8 @ 15 cm
Ø 3/4 @ 20 cm Lcorte= 5.25 Ø 3/4 @ 15 cm
Ku Mu
Øbd2
2mKu
ρMin
cm2
cm2
ρt bt d
cm2
2
5
Ø 3/4 @ 15 cm Ø 3/4 @ 15 cm
MOMENTOS POR CARGA VIVA
SOBRECARGA VEHICULAR
A) Camion de Diseño HS-20
Los efectos maximos sobre el puente se dan en la posicion mostrada.
C L
14.78 tn 14.78 tn
3.57 tn
4.3 4.3
8.93 3.57 0.73 4.3 7.47
L= 25
Analisis estructural para la situacion anterior:
RA= 17.53 Tn
168.31 Tn-m
RESULTADOS
REACCION A 17.53 Tn
REACCION B 15.60 Tn
M max 168.311337 Tn-m
B) Tamdem de Diseño
C L
11.21 11.21
1.2
11.6 0.9 0.3 12.2
L= 25 m
Analisis estructural para siruacion anterior:
RA= 11.48 Tn
133.48 Tn-m
RESULTADOS
REACCION A 11.48 Tn
REACCION B 10.94 Tn
M max 133.48 Tn-m
C) Carga distribuida
W(tn/m) 0.97 Tn
RESULTADOS
REACCION A 12.125 Tn
REACCION B 12.125 Tn
M max 75.78 Tn-m
MCV + IM = Gext Mmax( Tamdem o camion ) 1 +
Por lo tanto el Momento máximo de sobrecarga vehicular por via aplicando la formula anterior sera:
Vigas Exteriores
M CV+ IM = #REF! 168.31 x #VALUE! + 75.78 =
MOMENTOS POR CARGA VIVA
SOBRECARGA VEHICULAR
Camión de Diseño :
Resultante 33.13 Tn
7.47 X 2.845034712 m
RA 17.52906 Tn
Mmax= 168.3113369 Tn-m
RB 15.60094 Tn
Mmax= 168.3113369 Tn-m
Carga Equivalente:
RB = 15.60 Tn
Resultante 22.42 Tn
X 0.6 m
RA 11.47904 Tn
Max= 133.479712 Tn-m
RB 10.94096 Tn
Max= 133.479712 Tn-m
RB= 10.94 Tn
IM + Mmax(distribuida)100
#VALUE! Tn-m MCV+ IM = #VALUE!
Camión de Diseño : HS
Carga Equivalente:
PUENTE CARROZABLE "LA HUERTA"DISEÑO DE ALAS DE ESTRIBOS
1 DIMENSIONAMIENTO Calculado RedondeadoH = Altura total del estribo = 9.00 m 9.00 m minB = Base del estribo (0.4H, 0.7H) = 4.95 m 5.20 m ###hz = Altura de zapata (H/12,H/10) = 0.83 m 1.00 m ###h = Nivel de profundidad de la zapata = 3.50 m 3.50 mha = Nivel máximo de aguas = 2.24 m 2.24 m
Altura total de viga = 1.20 m 1.20 me = Espesor del alastómero = 0.10 m 0.10 m
Atura del parapeto = 1.30 m 1.30 mEspesor del parapeto = 0.25 m 0.25 m
(H/12,H/10) = 0.83 m 0.80 m ###(mín) = 0.30 m 0.30 m
L = Longitud del pie del estribo (B/3) = 1.65 m 1.65 mLong. de la cajuela a la linea central del apoyo = 0.24 m -
N = = 0.49 m 0.75 mDonde:N =L = Longitud del tablero = 25000 mmH = 0.00 mm (puentes simplemente apoyados)S = Desviación del apoyo medido desde la línea normal al tramo (en grados) = 0.00 º
2.75 0.30
9.00 2.24
8.00 BL =
1.65
3.50
0.80 1.00
5.20
2 DEFINICION DE CARGASConsideraciones inicialesPeso especifico del relleno = 1.80 t/m3Peso especifico del concreto = 2.40 t/m3Concreto f'c = 210 kg/cm2Acero fy = 4200 kg/cm2Angulo de fricción interno φ = 35.6 ºAncho del ala A = 6.25 m
hviga =
hparapeto =bparapeto =tinf. =tsup. =
Nmin. =
(200+0.0017L+0.0067H)(1+0.000125S2)
γr
γc
R5
De las caracterisitcas del terreno
U6
Redondear manualmente
U7
Redondear manualmente
R8
De las caracterisitcas del terreno
R9
Del estudio hidrologico
R10
Del diseño de la superestructura
R11
Del diseño de la superestructura
R13
Insertar valor según criterio
R15
Insertar valor según criterio
U16
Redondear manualmente
q
EV
1
4
EH
2
3
a
σ minσ máx
Presión estatica del sueloCalculo del coeficiente para el empuje activo - Teoría de Coulomb
1 + Sen (φ + δ) Sen (φ - β)Sen (θ - δ) Sen (θ + β)
Donde:φ = Angulo de fricción interna del relleno = 35.6 ºδ = Angulo de fricción y adherencia para diferentes materiales = 17.8 ºβ = Angulo del talud de tierra con la horizontal = 0.0 ºθ = Angulo de la cara superior de la pared con la vertical = 90.0 º
0.240
Empuje activo - Teoría de Coulomb
E = 1/2 = 1/2 1.80 0.240 9.00 = 17.50 t/mEH = 17.50 t y = 3.00 m
Calculo del coeficiente para la fuerza de diseño sismicoCoeficiente de aceleración A = 0.30Coeficiente de sitio S = 1.20
Calculo del coeficiente para el empuje de tierras con sismo - Mononobe OkabeKh = 0.15 Coeficiente sismico horizontal (A/2)Kv = 0.00 Coeficiente sismico vertical (0.00 a 0.05)
1 + Sen (φ + δ) Sen (φ - β - θ)Cos (δ + α + θ) Cos (β - α)
Donde:φ = Angulo de fricción interna del relleno = 35.6 ºδ = Angulo de fricción y adherencia para diferentes materiales = 17.8 ºβ = Angulo del talud de tierra con la horizontal = 0.0 ºθ = arc tan Kh/(1-Kv) = 8.5 º
LSH
LSV
KA = Sen2 (θ + φ)
Sen2 θ Sen (θ - δ)
KA =
γr KA H2
KAE = Cos2 (φ - α - θ)
Cos θ Cos2 α Cos (δ + α + θ)
2
2
2
α = Angulo entre la pared interior del muro y la vertical = 0.0 º
3 VERIFICACION DE ESTABILIDAD Y SEGURIDADConsideraciones inicialesFactor de seguridad al deslizamiento FSD = 1.50Factor de seguridad al volteo FSV = 2.00Coeficiente de fricción entre el muro y el suelo μ = 0.60Capacidad portante del suelo Gt = 3.53 kg/cm2
Estado Xo e emáx qmax qminRESISTENCIA 1 2.20 0.405 0.867 OK 22.79 OK 8.28 OKRESISTENCIA 1a 2.20 0.405 0.867 OK 22.79 OK 8.28 OKRESISTENCIA 1b 2.21 0.387 0.867 OK 24.71 OK 9.46 OKRESISTENCIA 1c 2.21 0.387 0.867 OK 24.71 OK 9.46 OKEV. EXTREMO 1 2.63 -0.025 0.867 OK 14.20 OK 15.06 OKEV. EXTREMO 1a 2.63 -0.025 0.867 OK 14.20 OK 15.06 OKEV. EXTREMO 1b 2.60 -0.003 0.867 OK 16.12 OK 16.24 OKEV. EXTREMO 1c 2.60 -0.003 0.867 OK 16.12 OK 16.24 OK
4 ANALISIS ESTRUCTURAL4.1 Calculo del cortante y momento de diseño en la base de la pantalla
q
y
ty M/2
EH
Mparapeto
LSH
D.M.F.
a
σ minσ máx
h = 8.00 m
Empuje activo - Teoría de Coulomb
E = 1/2 = 1/2 1.80 0.240 8.00 = 13.83 t/mEH = 13.83 t y = 2.67 m