claculo estanque de acero (normas chilenas)

ANEXO 1e

MEMORIA DE CÁLCULO DISEÑO DE ESTANQUES DE ÁCIDO SULFÚRICO

ADENDA Nº 1

DECLARACIÓN DE IMPACTO AMBIENTAL PROYECTO AMPLIACIÓN PRODUCTIVA

PLANTA DE PROCESAMIENTO DE MOLIBDENO EN MEJILLONES

Región de Antofagasta

30 de Octubre 2009

RCP INGENIERIA Y SERVICIOS LTDA.

RC 1400-ADA

Complejo Industrial Molynor

EDUARDO CASTILLO VELASCO Nº2819 ÑUÑOA-SANTIAGO FONO :209 4238 – 2257714 FAX : 2698835 Email: [email protected]

MEMORIA DE CÁLCULO

CLIENTE : MOLYNOR S. A.

PROYECTO : COMPLEJO INDUSTRIAL MOLYNOR

OBRA : ALMACENAMIENTO Y DESPACHO DE ÁCIDO

SULFÚRICO

ÁREA 000 : 000

UBICACIÓN : MEJILLONES-ANTOFAGASTA-CHILE

RODRIGO CONCHA P. INGENIERO CIVIL UCH

DOCUMENTO : (RC 1400-ADA) PM 2008-05 MC-001-0

REVISIONES 0 08.09.09 Emitido para Construcción A.C.F. R.C.P.

B 03.09.09 Emitido para Aprobación A.C.F. R.C.P.

A 12.03.08 Emitido para Información A.C.F. R.C.P.

Rev. Fecha Detalle Calculó Firma Aprobó Firma


RC 1400-ADA


Página 2 de 38 (RC 1400-ADA) PM 2008-26 MC-001-0

ÍNDICE GENERAL

Pág.

I NORMAS DE DISEÑO 3

II BASES DE DISEÑO 3

1. CARACTERÍSTICAS DEL ESTANQUE 3

2. SOLICITACIONES 3

3. COMBINACIONES DE CARGA 6

4. SELLO DE FUNDACIÓN 6

III DISEÑO DEL ESTANQUE 7

1. DETERMINACIÓN GEOMÉTRICA DEL ESTANQUE 7

2. DISEÑO DEL MANTO DEL ESTANQUE 8

3. DISEÑO DEL ESPESOR DE PLANCHA DE FONDO 9

4. CÁLCULO DEL ESPESPOR DE LA PLANCHA ANULAR 9

5. DISEÑO DE ATIESADORES SUPERIOR E INTERMEDIOS 10

6. DISEÑO DEL TECHO 12

7. DISEÑO SÍSMICO DEL ESTANQUE 15

8. DISEÑO POR VIENTO DEL ESTANQUE 23

9. DISEÑO DE LOS ANCLAJES 25

10. DISEÑO DE ANILLO DE ANCLAJE Y LLAVES DE CORTE 27

11. DISEÑO DE ESTRUCTURA DE ACCESO Y SUPERIOR 31

IV DISEÑO DE OBRAS CIVILES 34

1. DISEÑO DE FUNDACIÓN ESTANQUE 35


RC 1400-ADA



I. NORMAS DE DISEÑO

Todos los diseños y detalles se harán en conformidad con las normas y códigos que se listan a

continuación.

1.1 “Código de Diseño de Hormigón Armado”, basado en el ACI 318-2002.

1.2 American Iron and Steel Institute, AISI “Specification for the Design of Cold Formed Steel

Structural Members”.

1.3 Manual of Steel Construction Allowable Stress Design, American Institute of Steel Construction

Inc., 9ª Edition.

1.4 NACE STANDARD SP0294-2006, ”Design, Fabrication and Inspection of Storage Tank System

for Concentrate Fresh and Process Sulfuric Acid and Oleum Ambient Temperatures”.

1.5 API STANDAR 650, Tenth Edition, Nov. 1998, Adendum 1, Jan. 2000, Adendum 2, Nov. 2001

II. BASES DE DISEÑO

1. CARACTERISTICAS DEL ESTAMQUE

Contenido : Acido Sulfúrico

Densidad : 1.90 Tf/m3

Capacidad : 632 m3

Sobre-espesor por corrosión : 3.2 mm (NACE 2.7.1)

Eficiencia de la Soldadura : 0.85

2. SOLICITACIONES

2.1 Peso Propio Plataformas

Estructura : 40.0 kgf/m2

Plancha de Piso : 50.0 kgf/m2

Colaterales (Ductos) : 10.0 kgf/m2

PPplat. : 100.0 kgf/m2


RC 1400-ADA



2.2 Peso Propio Cubierta

Estructura : 20.0 kgf/m2

Plancha de Piso : 50.0 kgf/m2

PPcub. : 70.0 kgf/m2

2.3 Sobrecarga (SC)

De acuerdo a Criterios de Diseño RC 1400 CD-001 / REV. 0, la sobrecarga para

plataformas de inspección es:

SCPLAT = 150 kgf/m2

Para la cubierta, la sobrecarga de diseño corresponde a la dada por la norma chilena NCh

1537 of 86, la que estipula una sobrecarga base de:

SC = 100 kgf/m2

Esta sobrecarga podrá ser reducida por área tributaria y por pendiente según:

SCt = CA Cα 100 ≥ 30 kgf/m2

Donde:

CA : Factor de reducción por área tributaria.

CA = 1.0 Para A ≤ 20 m2

CA = 1.0 – 0.008A Para 20 ≤ A ≤ 50 m2

CA = 0.6 Para A ≥ 50 m2

Cα Factor de reducción por pendiente

Cα = 1.0 – 2.33 tgα tgα ≤ 0.30


RC 1400-ADA



2.4 Viento, V:

Según la Norma Chilena NCh 432 Of.71 y a lo indicado en los Criterios de Diseño RC

1400-CD-001 / REV. 0, para estructuras ubicadas campo abierto o en sitios asimilables a

estas condiciones, la distribución de presión básica en altura, está dada por:

Altura (m) Presión Básica (kgf/m2)

0 70 4 70 7 95

10 106 15 118

2.5 Sismo, S:

Según la Norma Chilena NCh 2369 Of 2003 y a lo indicado en los Criterios de Diseño

RC 1400-CD-001 / REV. 0, las solicitaciones sísmicas están dadas por los siguientes

parámetros:

Corte basal: Qo = C I P

Donde:

C : coeficiente sísmico, calculado de la siguiente forma:

4.0

05.0*'75.2

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛=

ξ

no

TT

gRA

C

Para zona sísmica 3 → Ao = 0.40 g

Tipo de suelo II → n =1.33 ; T´= 0.35 seg.


RC 1400-ADA



Modos R ξ

Modo Impulsivo 4 0.02

Modo Convectivo 4 0.005

T*: período del modo con mayor masa traslacional equivalente en la dirección del análisis.

I : Coeficiente de Importancia I = 1.2; Edificio categoría C1.

P : Peso total del edificio sobre el nivel basal.

Para el Modo Impulsivo C = Cmax = 0.32

Para el Modo Convectivo C ≥ 0.10 Ao / g

3. COMBINACIONES DE CARGA

3.1 Para diseño por método de tensiones admisibles

i) PP + SC

ii) PP + 0.5SC ± Sismo Horizontal ± Sismo Vertical

iii) PP ± Sismo Horizontal ± Sismo Vertical

3.2 Para diseño por método de cargas últimas:

i) 1.4PP + 1.7SC ii) 1.2PP + 0.5SC ± 1.4Sismo Horizontal ± 1.4Sismo Vertical

iii) 0.9PP ± 1.4Sismo Horizontal ± 1.4Sismo Vertical

4. SELLO DE FUNDACIÓN

De acuerdo al Estudio de Mecánica de Suelos elaborado por Ruz & Vukasovic Ingenieros

Asociados Ltda., las capacidades admisibles del suelo son:

σEstática = 2.5 kgf/m2

σDinámica = 3.5 kgf/m2


RC 1400-ADA



Estas capacidades de soporte del sello de fundación corresponden al horizonte U2, definido

como “arena, estrato de color café claro a gris, de compacidad media a alta, aumentado con la

profundidad. Suelo natural, no cementado, de humedad baja “.

III DISEÑO DEL ESTANQUE

1. DETERMINACIÓN GEOMÉTRICA DEL ESTANQUE

Sea diámetro del estanque: D = 10.5 m.

Altura de Llenado H1 = V / (π D2 / 4) V = 600 m3

= 6.93 m

1.1 Determinación de la altura total del Estanque

Para determinar la altura total del estanque, se calcula la revancha o altura de ola sísmica según el

código ASCE.

f = 0.837 RE (A1 / g) R RE = 5.25 m (Radio del Estanque)

A1 =Aceleración Espectral para modo convectivo

AA I

RTT

on

1

0 42 75 0 05=

⎡⎣⎢

⎤⎦⎥

⎡

⎣⎢

⎤

⎦⎥

. '*

..

ξ

Donde Ao = 0.4 g Zona sísmica 3

Ι = 1.20 Factor de importancia

R = 4 Estanques de acero de eje vertical con manto continuo hasta el

suelo.

T’ = 0.35 seg Suelo Tipo ΙΙ

T* = 3.46 seg


RC 1400-ADA



ξ = 0.005

n = 1.33 Suelo Tipo ΙΙ

⇒ A1 = 0.0394 g

∴ fmáx = 0.837 x 5.25 x 0.0394 x 4.0

= 0.693 m. Considerar una revancha de 0.570 mm.

USAR Diámetro de Estanque D = 10.50 m (34.45 ft) Altura Total de Estanque H1 = 7.50 m (24.61 ft) Altura de Llenado Estanque H = 6.93 m (22.74 ft)

2. DISEÑO DEL MANTO DEL ESTANQUE

Sean 3 tramos de 8 pies (2.44 m) más un tramo de 0.61 pies (0.186 m)

Los espesores del manto se diseñarán a partir del método, “1 foot Method”.

Parámetros de diseño

D = 34.45 (ft) : Diámetro del estanque (10.5 m)

H = 24.61 (ft) : Altura de llenado del estanque prueba hidrostática (7.70 m)

G = 1.90 : Densidad especifica del contenido

G1=1.00 : Densidad específica para prueba hidrostática

CA= 0.126 (in) : Sobre-espesor por corrosión (3.2 mm)

Sd = 23200 (psi) : Tensión de diseño ASTM A36

St = 24900 (psi) : Tensión prueba hidrostática ASTM A36

E = 0.85 : Factor de eficiencia de la soldadura, sin inspección

CAES

G)1H(D6.2td

d +−

= Espesor de diseño 1 foot Method


RC 1400-ADA



ES

1G)1H(D6.2tt

t−

= Espesor de prueba hidrostática 1 foot Method

Tramo H (ft)

td tt tdis (in) (mm) (in) (mm) (in) (mm)

1 24.61 0.330 0.838 0.100 0.254 0.330 0.838 2 16.61 0.261 0.662 0.066 0.168 0.261 0.662 3 8.61 0.192 0.487 0.032 0.082 0.192 0.487

Nota: Por ser D < 50 ft ⇒ tmín = 3/16 (in) = 5.0 (mm) (API 3.6.1.1)

tmax = 0.838 mm, sea t = 0.8 mmm => tmax /t = 0.838 / 0.800 = 1.05 Bº

USAR:

Tramo Espesor mm 1 8 2 6 3 6 4 6

3. DISEÑO DEL ESPESOR DE PLANCHA DE FONDO

De acuerdo con API 650, acápite 3.4.1, todas las planchas de fondo deben tener un espesor de ¼”

(6.0 mm) excluido el espesor por corrosión (Sobre-espesor API CA1 = 2.0 mm), .

T = 6.0 + CA1

= 8.0 mm

Esto dado que la mayor corrosión se produce en la interfase líquido-

aire, por dilución del ácido que se ubica en la parte alta del estanque.

USAR EN PLANCHA DE FONDO PL8.

4. CÁLCULO DEL ESPESOR DE LA PLANCHA ANULAR

La tabla 3-1, del código API 650, establece que el espesor mínimo de la plancha anular de fondo

como función de la tensión en el manto inferior debido a la prueba hidrostática y su espesor, se

usará G =1.9 dado que es mayor que la densidad específica del agua.


RC 1400-ADA



Tensión debido a la prueba hidrostática en el manto inferior

tG)1H(D6.2

F−

= D = 34.45 ft

= 12756 psi H = 24.61 ft

G1= 1.9

t = 0.315 in

⇒ t < 0.75 ⇒ taf =¼ in

Además, por requerimientos del proceso de soldadura, punto 3.1.5.7, del Código API, en el

encuentro del manto inferior con la plancha anular, se debe cumplir que:

Si 0.1875 < t ≤ 0.75 ⇒ Filete mínimo de soldadura ¼ in (6.0 mm)

Siendo t el espesor del manto inferior, el espesor de la plancha anular de fondo debe ser mayor o

igual al filete de soldadura.

∴ USAR EN PLANCHA ANULAR PL 12.

5. DISEÑO DE ATIESADORES SUPERIOR E INTERMEDIOS

La velocidad de viento de diseño es 87.5 mph (140 km/hr, correspondiente a una presión básica de

95 kgf/m2) menor que 100 mph, por lo cual las expresiones de cálculo deben corregirse por el

factor (87.5/100)2 = 0.77

5.1 Diseño del Atiesador Superior

Según 3.1.5.9 letra e del código API 650, para estanques con diámetro menor a 11 m y techos

soportados se debe disponer un ángulo superior no inferior a L 51 x 51 x 4.8.

USAR L 100x100x8 Laminado (A = 15.5 cm2) L 10x12.2


RC 1400-ADA



5.2 Diseño de Atiesadores Intermedios

Determinación de la altura máxima no atiesada del manto (3.9.7.1 API 650)

2/3

t Dtt600000H ⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡= t = 6 mm espesor del manto superior

= 0.236 in

D = 34.45 ft Diámetro del estanque

600000= x2/3

45.34236.0236.0 ⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡

Ht = 80.3 ft ⇒ HtDIS = 80.3 / 0.77 = 104 ft

= 31.7 m

Para no requerir atiesadores intermedios, la altura traspuesta del manto debe ser inferior a la altura

máxima no atiesada del manto

La altura traspuesta del manto, se calcula como la sumatoria de los anchos traspuestos de cada

tramo del manto (wtri) (3.9.7.2 del código API 650).

2/5

sup⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡=

iitri t

tww

Donde:

wtri = Ancho traspuesto de tramo i

wi = Ancho real del tramo i

tsup = Espesor del tramo superior

ti = Espesor del tramo i

Como la altura traspuesta es siempre menor que la altura total del estanque y la altura total del

estanque es de 7.50 m, menor que la altura máxima no atiesada del manto, no se requiere de

atiesadores intermedios.


RC 1400-ADA



6. DISEÑO DEL TECHO

El diseño del techo se realiza según lo especificado en los puntos 3.10.2 al 3.10.4 del código API

650.

La estructura de techo se define como un techo cónico soportado con pendiente del 26.8% (θ

=15º).

• Solicitaciones

Peso propio : Estructura : 20 kgf/m2

Plancha de Techo : 50 kgf/m2 (Plancha e = 6 mm)

PP : 70 kgf/m2

Sobrecarga de Uso: SC : 122 kgf/m2 (25 lb/ft2 3.10.2.1 API)

• Modelo Estructural

El modelo de diseño del techo consiste en una estructura cónica apoyada en el manto del

estanque, esta estructura está conformada por costaneras radiales y 3 anillos concéntricos de

vigas maestras, los que forman polígonos de caras iguales.

6.1 Determinación de Cargas de Diseño

Se tienen 3 tramos de carga sobre las costaneras, siendo el primero el más extremo y el tercero el

más interior, de esta forma las cargas de diseño son:

B1 : Ancho tributario mayor

B2 : Ancho tributario menor

qPP : Carga por peso propio (qPP = 70 kgf/m2)

qSC : Carga por sobrecarga (qSC = 122 kgf/m2)


RC 1400-ADA



Tramo B1 B2 q1PP q2PP q1SC q2SC [m] [m] [tf/m] [tf/m] [tf/m] [tf/m] 1 1.650 1.210 0.116 0.085 0.201 0.148 2 1.210 0.770 0.085 0.054 0.148 0.094 3 1.540 0.315 0.108 0.022 0.188 0.038 6.2 Diseño de Estructura de Cubierta • Diseño de Vigas VT Radiales P = 3.990 Tf V = 0.410 Tf M = 0.320 Tf Sea I 20x12.3 (I200x100x4x4) kly = 2.00 [m] => Pa = 14.9 Tf Pao = 24.00 Tf klx = 4.95 [m] => Pa = 19.1 Tf Pex’ = 44.30 Tf klm = 2.00 [m] => Ma = 1.44 Tf·m Va = 8.29 Tf P / Pa = 3.99 / 14.9 = 0.27 > 0.15 ⇒ I1 = 0.39 < 1.0 Bº I2 = 0.51 < 1.0 Bº • Diseño de Vigas VT1 Radiales P = 0.640 Tf V = 0.320 Tf M = 0.170 Tf Sea C 15x3.82 (C150x50x2) kly = 1.50 [m] => Pa = 3.27 Tf Pao = 4.66 Tf klx = 3.00 [m] => Pa = 4.22 Tf Pex’ = 19.1 Tf klm = 1.50 [m] => Ma = 0.241 Tf·m Va = 2.65 Tf P/ Pa = 0.64 / 3.27 = 0.20 > 0.15 ⇒ I1 = 0.84 < 1.0 Bº I2 = 0.93 < 1.0 Bº

• Diseño de Vigas VT1 de Anillos Concéntricos P = 3.170 Tf V = 0.130 Tf MX = 0.100 Tf m MY = 0.100 Tf m


RC 1400-ADA



Sea C 15x5.66 (C150x50x3) kly = 1.20 [m] => Pa = 7.26 Tf Pao = 9.41 Tf klx = 2.40 [m] => Pa = 8.75 Tf Pex’ = 43.6 Tf klm = 1.20 [m] => Max = 0.443 Tf·m Pey’ = 12.0 Tf May = 0.065 Tf m Va = 4.47 Tf P/ Pa = 3.17 / 7.26 = 0.44 > 0.15 ⇒ I1 = 0.72 < 1.0 Bº I2 = 0.89 < 1.0 Bº • Diseño de Anillo Central P = 1.65 Tf Sea I 20x12.3 (I200x100x4x4) kly = 0.314 [m] => Pa = 23.6 Tf > 1.65 Tf Bº klx = 3.14 [m] => Pa = 21.3 Tf > 1.65 Tf Bº • Verificación de Angulo de Borde T = 1.37 Tf Sea L 10 x 12.2 (L100x100x8 Laminado) Ta = 0.6 x 2.53 x 15.5 = 23.5 Tf > 1.37 Tf Bº Considerando el efecto por corrosión y lo estipulado por el Código API en 3.10.3.2 USAR en VT I 20x10x19.8 ( I 200x100x8x5 ) VT1 C 15x7.44 ( C150x50x4) 6.3 Diseño de Uniones • Unión VT a Manto

P = 3.99 Tf Vd = ( 3.992 +0.412)1/2 = 4.01 Tf V = 0.41 Tf

Sean 2 pernos φ 7/8” A235

b = 2 in l = 2 in C = 1.18 Va = 1.18 x 10.2 = 12.0kips =5.44 > 4.01 Tf Bº n = 2


RC 1400-ADA



Sea Planch de Toma Pl 8x 100 (b/e) = 100 / 8 = 0.80 < (b/e)c =15.6 λ = 0.75 x 100 / (8 / (12)1/2) =32.5 < Cc = 128 FS = 1.76 Fc

p =1.39 Tf/cm2 >3.99 / (0.8 x 17) = 0.293 Tf/cm2 Bº Usar 2 Pernos f 7/8” A325 Plancha de Toma PL 8

• Tomas de VT1

P = 3.17 Tf Vd = ( 3.172 +0.132)1/2 = 3.17 Tf V = 0.13 Tf

Sean 2 pernos φ 3/4” A235

b = 2 in l = 2 in C = 1.18 Va = 1.18 x 7.51 = 8.86 kips =4.01 > 3.17 Tf Bº n = 2 Sea Planch de Toma Pl 8x 100 (b/e) = 100 / 8 = 0.80 < (b/e)c =15.6 λ = 0.75 x 100 / (8 / (12)1/2) =32.5 < Cc = 128 FS = 1.76 Fc

p =1.39 Tf/cm2 >3.17 / (0.8 x 12) = 0.3.30 Tf/cm2 Bº Usar 2 Pernos f 3/4” A325 Plancha de Toma PL 8

7. DISEÑO SÍSMICO DEL ESTANQUE (ANEXO E API 650 y NCh 1269 2003)

7.1 Momento Volcante

M = I [Z C, (Ws Xs + Wt Ht + W1 X1) + Z C2 W2 X2 ]

Donde:

Z = 0.4 : Zona sísmica 4 API / Zona Sísmica 3 NCh 2369-2003

I = 1.20 : Factor de importancia

Ws : Peso del manto

Wt : Peso del techo

W1 : Masa Impulsiva


RC 1400-ADA



W2 : Masa Convectiva

X1 : Altura desde la base al punto de aplicación de W1

X2 : Altura desde la base al punto de aplicación de W2

Xs : Altura desde la base al centro de gravedad del manto

Ht = 24.61 ft : Altura total del estanque

C1, C2 : Coeficientes sísmicos

H1 = 22.73 ft : Altura total del líquido

Determinación de los Pesos Estáticos

• Manto wS =12.92 tf

= 28484 lb

xS = Σ ti wi hi / Σ ti wi

= 3.50 m

= 11.48 ft

• Techo wt = π x (5.25)2 x 0.070 (PPT = 70 kgf/m2)

= 6.06 tf

= 13360 lb

• Contenido w = 600 x 1.9

=1140 tf

= 2.,513,720 lb

Cálculo de w1; w2; x1; x2

De figura E-2 masas efectivas, se tiene:

D/H = 10.5 / 6.93 = 1.52 ⇒ w1/w = 0.68 ⇒ w1 = 1709025 lb

w2/w = 0.34 ⇒ w2 = 854512 lb


RC 1400-ADA



De figura E-3 centroide de masas sísmicas

D/H = 10.5 / 6.93 = 1.52 ⇒ X1/H1 =0.38 ⇒ X1 = 8.64 ft

X2/H1 =0.64 ⇒ X2 = 14.55 ft

Cálculo de los coeficientes sísmicos

De sección E-3.3 “Coeficientes de Fuerzas Laterales”

C1 = 0.6

T = k D ½ D/H = 1.52

= 0.59 x 45.34 k = 0.59 (Figura E-4)

= 3.46 seg

0.75 S/T Si T < 4.5 S = 1.2 Suelo Tipo S2

=2C

2

375.3T

S Si T ≥ 4.5

C2 = 0.260

De esta forma los coeficientes sísmicos según el Código API son:

Masa Impulsiva : Z C1 = 0.4x0.60 = 0.240

Masa Convectiva = Z C2 = 0.4x0.26 = 0.104

M = I [Z C1 (Ws Xs + Wt Ht + W1 X1) + Z C2 W2 X2 ]

M = 5991862 lb ft


RC 1400-ADA



Según la Norma Chilena NCh 2369-2002, los coeficientes sísmicos para estanques son:

Masa Impulsiva :

Mantos de acero soldados ⇒ ξ = 0.02

Estanques de acero de eje vertical con manto contínuo hasta el suelo R = 4

Zona sísmica 3

Cmáx = 0.32 (Tabla 5.7)

Masa Convectiva: gxATT

RgA

C o

no /1.005.0

*'75.2 4.0

≥⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⎥⎦⎤

⎢⎣⎡=

ξ

Ao = 0.4 g Zona sísmica 3

R = 4

T’ = 0.35 Suelo Tipo II

n =1.33 Suelo Tipo II

ξ = 0.005

T* = 3.46

C = 0.033 < 0.1 Ao /g = 0.04

Masa Impulsiva : C1 = 0.320

Masa Convectiva = C2 = 0.040


M = 6517925 lb ft

Controla la norma Chilena 2369-2003

∴ USAR PARA MASA IMPULSIVA C = 0.320

MASA CONVECTIVA C = 0.040


RC 1400-ADA



De esta forma


M = 6517925 lb ft

M = 901.1 Tf m

V = I [Z C1 (Ws + Wt + W1 ) + Z C2 W2]

V = 713350 lb

V = 323.6 Tf

7.2 Verificación al Volcamiento del Estanque

Peso del contenido resistente al volcamiento

WL = 7.9 tb HDGGHFyb 25.1≤ tb = 6 mm (E 4.2 API 650 2000)

= 0.236 in

7.9 tb F GHyb = 2386 lb/ft Fy = 36000 lb/in2

1.25GHD = 1960 lb/ft G = 1.9

H = 22.73 ft

∴ WL = 1960 lb/ft D = 34.45 ft

Peso del manto y del techo resistente al volcamiento (wt)

DxWW

w Tst π

+= Ws = 28484 lb

WT = 13360 lb

45.34

1336028484x

wt π+

= D = 34.45 ft

= 397 lb/ft = 0.575 Tf/m


RC 1400-ADA



Para que el estanque sea estable al volcamiento, se debe cumplir:

57.1)(2 ≤

+ Lt wwxDM

De lo contrario usar anclajes

57.144.2)3971860(45.34

65179252 >=

+

El estanque requiere de anclajes.

7.3 Fuerza de Compresión en el Manto b

Para estanques anclados, la máxima fuerza de compresión en el manto está dado por:

ftlbD

Mwtb /7338273.12

=+=

fa = b/(12 t) t = espesor de plancha del manto inferior excluido

= 7338/ (12 x 0.236) el sobre-espesor por corrosión

= 2609 lb/in2 t = 8-2 = 6 mm = 0.236 in

=183.4 kgf/cm2

Cálculo de la tensión de compresión admisible en el manto.

G H D2/t = 1.90 x 22.73 x 34.452 / (0.236)2

= 9.203 x 105 ft/in2 < 106 ft / in2

226

/180005.0/313456005.2

10 inlbFyinlbGHDtFa =<=+=

∴ Fa = 18000 lb/in2 > fa = 2609 lb/in2 B°


RC 1400-ADA



7.4 Compresión del Manto sobre el Hormigón de la Fundación

La presión de compresión PC sobre el hormigón de la fundación se calcula como:

Pb

t t xfcc

af=

+≤

( ). '

6 1000 6

Donde:

b : Fuerza de compresión en el manto inferior (kgf/m)

taf : Espesor de la plancha anular de fondo (cm)

t : Espesor del tramo inferior del manto (cm)

Así b = 7388 lb/ft = 10 kgf/m

taf = 12 mm = 1.2 cm

t = 8 mm = 0.8 cm

fc’ = 200 kgf/cm2

Pc = 22 /150'6.0/7.13100)8.02.16(

10993 cmkgffccmkgfxx

=<=+

7.5 Verificación del Estanque al Deslizamiento

Corte Sísmico

V = I [ C1 x (Ws + Wt + W1) + C2 W2]

Con : I = 1.20

C1 = 0.24

C2 = 0.03

Ws = 12.92 tf

Wt = 6.06 tf


RC 1400-ADA



W1 = 1709025 lb = 775.2 tf

W2 = 854512 lb = 387.6 tf

V = 1.20 [0.32 x (12.92 + 6.06 + 775.5) + 0.04 x 387.6]

= 323.7 tf

Corte Resistente

Vr = 0.25 x (Ws + Wt + Wf + W)

Donde:

Ws = 12.92 tf Peso del Manto

Wt = 6.06 tf Peso del Techo

Wf = 5.55 tf Peso Plancha de Fondo

W = 1140 tf Peso del Contenido

Vr = 0.25 x (12.92+6.06+5.55+1140)

= 291.1 tf

Como Vr = 291.1 tf < V = 323.7 tf El estanque se desliza por sismo, usar llaves de

corte.


RC 1400-ADA



8 DISEÑO POR VIENTO DEL ESTANQUE

8.1 Cálculo de las Solicitaciones por Viento

Momento Volcante

Mv = MV1 + MV2

Donde:

Mv1 = qM x H2/2

Mv2 = P (H + h/3)

qm = PV2 D

P = 0.25 PV3 D2 tg θ

h = 0.50 D tg θ

Mv1 : Momento volcante debido a la carga de viento proyectado sobre la superficie cilíndrica

MV2 : Momento volcante debido a la carga de viento proyectado sobre la superficie cónica

θ : Ángulo del techo (15º)

D : Diámetro del Estanque

Pv2 : Presión de viento sobre superficie proyectada del área cilíndrica (18 lb/ft2 = 88 kgf/m2)

PV3 : Presión de viento sobre superficie proyectada de área cónica (15 lb/ft2 = 73 kgf/m2)

Como la velocidad de viento de diseño es mayor que 100 mph, las cargas de viento deben ser

corregidas por el factor (87.5/100)2 = 0.765


RC 1400-ADA



qM = 0.765 x 88 x 10.5

= 0.707 Tf/m

Mv1 = 0.707 7.702/2

= 20.96 Tf m

P =0.765 x 0.25 x 73 x 10.52 x tg 15º

= 0.412 Tf

h = 0.5 x 10.5 x tg 15º

= 1.407 m

Mv2 =0.412 x (7.70 + 1.407/3)

= 3.37 Tf

MV = 20.96 + 3.37 =24.33 Tf m

Fuerza Deslizante

FD = qM H + P

= 0.707 x 7.7 + 0.412

= 5.86 Tf

8.2 Verificación al Volcamiento del Estanque

El peso resistente al volcamiento corresponde a la sumatoria de los pesos del manto, plancha de

fondo y techo, excluidos el sobre-espesor por corrosión y el contenido.

Peso del Manto : ws = 9.25 Tf Peso de la Plancha de Fondo : wf = 4.79 Tf

Peso del techo : wT = 2.89 Tf

Peso total resistente wR = 9.25 + 4.79 + 2.89

= 16.93 lb


RC 1400-ADA



Momento resistente MR = WR D/2

= 16.93 x 10.5 / 2

= 88.88 Tf m

Como MV = 24.33 Tf m < 2/3 MR = 59.25 Tf m. El estanque es estable al volcamiento por viento.

8.3 Verificación del Estanque al Deslizamiento por Viento

Fuerza Resistente FR = 0.25 x (Ws + Wt + Wf)

= 0.25x (9.25 + 4.79 + 2.89)

= 4.23 Tf

Como FR = 5.86 Tf > FD =4.23 Tf El Estanque se desliza, usar llaves de corte.

9. DISEÑO DE LOS ANCLAJES 9.1 Definición de Cantidad de Anclaje

La cantidad de pernos de anclajes debe encontrarse entre el siguiente rango:

0.31 D ≤ N ≤ 1.57 D D = 34.45 ft

11 ≤ N ≤ 54

Sean 30 Pernos de Anclajes distribuidos 12º c-c.

9.2 Fuerza en los Anclajes por Tracción

La tracción máxima en los pernos de anclajes está dada por:

mTfwtD

MT /830.9273.12

=−=

Por lo tanto cada perno de anclaje toma


RC 1400-ADA



Ts = 9.83 (π 10.5 / 30) = 10.8 Tf

9.3 Diseño de los Anclajes

Sean Pernos de Anclajes φ 1 ¼” A 42-23 ó ASTM A 307

At = 6.25 cm2 ft = 10.8 / 6.25 = 1.73 Tf/cm2 < Ft = 0.6Fy = 1.380 Tf/cm2

ft / Ft =1.73 / 1.38 = 1.25 < 1.33 Bº

9.4 Diseño del Anillo de Fundación por Falla Dúctil

Para asegurar la falla dúctil, el perno de anclaje debe fluir antes que se fractura el hormigón, para

lo cual se debe cumplir:

TMAX = 1.25 At Fy < 4 φ Ac (fc’)1/2 fc’ = 2840 psi

φ = 0.85

TMAX =1.25 x 6.25 x 2.3 = 17.97 Tf = 39620 lb

⇒ Ac ≥ 218.7 in2 = 1411 cm2

Por otro lado, como el perno de anclaje se encuentra a 20 cm del borde, Ac no es una circunferencia completa, donde su radio está dado por R = Ld + φ/2 (Ld : Longitud de empotramiento del anclaje y φ es el diámetro del anclaje). De esta forma se tiene: A = π R2 – R2α+R2 cosα sen α con cosα = 20 / R sen α = (R2 – 202)1/2 / R

Ac = 1411= R2 (π –Arccos (20/R)) + 20(R2-202)1/2

R = 21.28 cm Ld ≥ 21.28 – 3.2/2 = 19.68 cm

Usar 30 Pernos de Anclajes φ 1 ¼” A 42-23 ó ASTM A307 L = 90 + 460 + 400 = 1000 mm


RC 1400-ADA



claculo estanque de acero (normas chilenas)

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