diseño plataforma marina

BELFI S.A. Coquimbo, Chile

PRDW Aldunate Vásquez Ingenieros Ltda. Alonso de Córdova 5900, Piso 10, Las Condes Santiago, Chile | CP 7560830 T: +56 2 2694 2000

www.prdw.com

Cape Town, South Africa

Santiago, Chile

Perth, Australia

Seattle, USA

Vitoria, Brazil

PUERTO DE COQUIMBO

Memoria de Cálculo Estructural Duques de Alba

Ingeniería de Detalles

C2019-1-CS-ST-005-RB

20 de noviembre de 2014

REV. TIPO FECHA EJECUTÓ REVISÓ APROBÓ CLIENTE DESCRIPCIÓN / COMENTARIOS

1 B 20.11.14 PUV NNC

TIPO DE EMISIÓN: (A) Preliminar (B) Para presupuesto o propuesta (C) Para Aprobación (D) Aprobado (E) Nulo

CONTENIDOS N° Página

1. INTRODUCIÓN 1

1.1 Introducción 1

1.2 Alcances 1

1.3 Descripción de la estructura 1

2. BASES DE DISEÑO 1

2.1 Referencias 1

2.2 Materiales 2

2.3 Modelo estructural 2

2.4 Cargas de diseño 3

2.4.1 Peso propio (DL1) 3

2.4.2 Peso propio defensa 3

2.4.3 Sobrecarga uniforme (Lu) 3

2.4.4 Cargas de temperatura (T) 3

2.4.5 Cargas de viento (W) 3

2.4.6 Cargas de amarre (Ws) 3

2.4.7 Cargas de atraque (Be) 3

2.4.8 Cargas de oleaje (We) 3

2.4.9 Cargas sísmicas (Eq) 3

2.4.9.1 Análisis dinámico 3

2.4.9.2 Peso sísmico 4

2.4.9.3 Cargas sísmicas estructura (Sx, Sy, Sz) 4

2.5 Combinaciones de cargas 4

2.6 Interacción suelo-estructura 5

3. ANÁLISIS Y RESULTADOS 5

3.1 General 5

3.1.1 Verificación esbeltez pilotes 5

3.2 Verificación deformaciones 6

3.2.1 Deformaciones inducidas por atraque 6

3.2.2 Deformaciones inducidas por sismo 6

4. DISEÑO 6

4.1 Pilotes de acero 6

4.2 Jackets 7

4.3 Losa 7

4.3.1 Cargas 7

4.3.2 Solicitaciones 8

4.4 Tapones de hormigón 8

ÍNDICE DE TABLAS N° Página

Tabla 2-1: materiales duque de alba. 2

Tabla 2-2: parámetros espectro NCh2369. 4

Tabla 2-3: peso sísmico duque de alba. 4

Tabla 2-4: valores de rigidez para resortes elásticos. 5

Tabla 3-1: verificación de esbeltez. 5

Tabla 3-2: deformaciones máximas laterales por atraque. 6

Tabla 3-3: límite de deformaciones laterales. 6

Tabla 3-4: deformaciones sísmicas. 6

Tabla 4-1: resumen pilote más solicitado. 7

Tabla 4-2: secciones y márgenes del documento. 7

Tabla 4-3: momentos y corte máximos fibra superior. 8

Tabla 4-4: momentos y corte máximos fibra inferior. 8

Tabla 4-5: resumen refuerzo losa. 8

Tabla 4-6: resumen anclaje pilotes. 9

ÍNDICE DE FIGURAS N° Página

Figura 2-1: duque de alba. 2

Figura 4-1: unión pilote-diagonal más solicitada 7

Figura 4-2: diagrama interacción pilotes. 9

Figura 4-3: modelo tipo tapón. 9

LISTADO DE ANEXOS

ANEXO A | IDENTIFICACIÓN DE ELEMENTOS

ANEXO B | RESULTADOS DEL DISEÑO

ANEXO C | CÁLCULOS VARIOS

BELFI S.A. Memoria de Cálculo Estructural Duques de Alba Pág. 1 / 9

PUERTO DE COQUIMBO C2019-1-CS-ST-005-RB Documento impreso no controlado

BELFI S.A.

PUERTO DE COQUIMBO

Memoria de Cálculo Estructural Duques de Alba

Ingeniería de Detalles

1. INTRODUCIÓN

1.1 Introducción

Terminal Puerto Coquimbo (TPC), empresa concesionaria de Puerto de Coquimbo, ha contratado con la

empresa Constructora Belfi S.A. (BELFI) la ingeniería, suministro y construcción de las obras de la nueva

concesión del Puerto de Coquimbo, correspondientes a la Ampliación Sitio n°3.

BELFI, a su vez, ha encargado a PRDW Consulting Port and Coastal Engineers (PRDW) el desarrollo del

proyecto portuario “Puerto de Coquimbo - Ingeniería de Detalles”.

1.2 Alcances

La presente memoria contiene la metodología y los cálculos estructurales a nivel de ingeniería de detalle de

los dos duques de alba del Puerto de Coquimbo. La ubicación de los duques de alba se observa en Ref. [4].

1.3 Descripción de la estructura

El duque de alba está formado por cuatro pilotes de acero inclinados verticalmente a razón 1:2.5. Estos pilotes

cuentan con jackets, un sistema de arriostramiento, y en su parte superior y está dotado de una losa de 80cm

de espesor. Se considera la instalación de una bita de capacidad 100t para acomodar las amarras de los

buques.

El tope superior de concreto de la estructura se ubica en la cota +5.2m NRS y los pilotes penetran el terreno

natural desde la cota -15m NRS.

Las dimensiones y elementos que conforman la estructura pueden ser encontrados en el plano estructural

de los duques de alba, Ref. [5].

2. BASES DE DISEÑO

2.1 Referencias

Esta memoria trabaja con los siguientes documentos de referencia, en su última revisión:

[1] PRDW, C2019-1-DB-GA-001, Criterios de diseño generales.

[2] PRDW, C2019-1-DB-ST-001, Criterios de diseño estructurales.

[3] PRDW, C2019-1-RP-CE-003, Informe de cargas hidrodinámicas.

[4] PRDW, C2019-1-DR-GA-002, Disposición general planta.

[5] PRDW, C2019-1-DR-ST-004, Duque de alba.

[6] PIANC, 2001. Seismic Design of Ports and Harbour Facilities.

[7] API Recommended Practice 2A-WSD (RP 2A-WSD), Twenty-First edition, December 2000.



2.2 Materiales

Se utilizan los siguientes materiales para el análisis y diseño de la estructura:

Tabla 2-1: materiales duque de alba.

ÍTEM MATERIAL

Pilotes Acero ASTM A572 Gr. 50

Arriostramientos y Jackets Acero ASTM A36

Losa Hormigón grado H-40

2.3 Modelo estructural

La estructura fue modelada en el programa Robot Structural Analysis Professional 2013. El detalle del modelo

efectuado para el cálculo de los elementos reticulados se presenta en el Anexo A. La Figura 2-1 muestra el

modelo tridimensional realizado en el programa mencionado.

Figura 2-1: duque de alba.

Pilotes

Jackets y

arriostramientos

Resortes de interacción

Losa



2.4 Cargas de diseño

A continuación se describen las cargas utilizadas para el análisis estructural del duque de alba. Los criterios

de definición de estas cargas se encuentran detallados en los criterios de diseño estructural del proyecto, Ref.

[2].

2.4.1 Peso propio (DL1)

El peso de los elementos de acero y de la losa de hormigón es considerado internamente por el programa de

diseño.

2.4.2 Peso propio defensa

Peso propio de los elementos que componen la defensa. De acuerdo con la Ref. [1], en el nivel +2.5mNRS se

consideró una carga puntual de 6.62tf correspondiente al peso propio de la defensa y su panel.

2.4.3 Sobrecarga uniforme (Lu)

La sobrecarga sobre la losa del duque de alba corresponde a 0.5tf/m2, y se asigna según lo especificado en

Ref. [2].

2.4.4 Cargas de temperatura (T)

Las cargas por temperatura se asignan según lo especificado en Ref. [2], y corresponde a una variación de

20°C.

2.4.5 Cargas de viento (W)

De acuerdo con la Ref. [2] se consideró la acción del viento máximo sobre la zona expuesta de la estructura,

que corresponde a 100kgf/m2. Para el cálculo de los coeficientes de forma, se utilizaron las disposiciones de

la NCh432.

2.4.6 Cargas de amarre (Ws)

Se considera una carga de amarre de 100tf actuando en las bitas. La carga de amarre se incorporó

considerando el 100% en la dirección horizontal y el 50% en la vertical. Además se analizó la carga de amarre

actuando con un ángulo de 45º en planta.

2.4.7 Cargas de atraque (Be)

Se determinó de acuerdo a los parámetros indicados en los criterios de diseño generales del proyecto, Ref.

[1]. La reacción de la defensa corresponde a 337tonf aplicada en la cota +2.5mNRS. Además se consideró un

30% de roce.

2.4.8 Cargas de oleaje (We)

Las cargas de oleaje fueron consideradas según la Ref. [3].

2.4.9 Cargas sísmicas (Eq)

2.4.9.1 Análisis dinámico

El análisis dinámico debe considerar el espectro de diseño definido por la NCh2369Of. 2003. En la Tabla 2-2

se presentan los parámetros utilizados.



Tabla 2-2: parámetros espectro NCh2369.

ÍTEM MATERIAL

Tipo de suelo III

Zona sísmica 3

Factor de modificación de la respuesta R 3

Razón de amortiguamiento ξ 5%

Factor de importancia I 1.2

Cmax∙I 0.336

Cmin∙I 0.12

El coeficiente sísmico máximo corresponde al asociado a los parámetros anteriores. El coeficiente sísmico

mínimo para los parámetros anteriores corresponde a Cmin=0.1∙1.2=0.12.

2.4.9.2 Peso sísmico

El peso sísmico considera los siguientes porcentajes de participación:

Peso propio, 100%.

Peso propio defensa, 100%.

Sobrecarga, 50%.

El peso sísmico se obtiene a partir de la distribución de masa nodal que el programa realiza en base a los

estados de carga que se le indican, más el peso propio de la estructura. La Tabla 2-3 indica el detalle de su

obtención:

Tabla 2-3: peso sísmico duque de alba.

ESTADO DE CARGA PORCENTAJE PARTICIPACIÓN

% TOTAL

tf

Peso propio 100% 241.88

Peso propio defensa 100% 6.62

Sobrecarga 50% 7.25

Peso sísmico (tf) 255.75

2.4.9.3 Cargas sísmicas estructura (Sx, Sy, Sz)

De los antecedentes indicados anteriormente se desprende que la carga sísmica no es una condición de

diseño relevante. Si, de manera conservadora, utilizamos el coeficiente sísmico máximo equivalente a

Cmax=0.336, la carga sísmica será Fsis=Psis Cmax = 85.9tf, muy inferior a la carga de atraque definida en 2.4.7,

equivalente a 337tf. Por esta razón, en adelante no se presentan mayores detalles del análisis sísmico.

2.5 Combinaciones de cargas

Las combinaciones de carga fueron consideradas según la Ref. [2].



2.6 Interacción suelo-estructura

La caracterización de la interacción entre el suelo de fundación y los pilotes de la estructura se realiza por

medio de resortes elásticos. Estos resortes, se calculan a partir de las curvas p-y, cuya metodología se describe

en API RP2a, Ref.[7]. Para la modelación de la interacción suelo estructura se ha considerado además el efecto

de socavación, por lo que el esquema de resortes parte 1m más abajo que la cota de fondo marino. La Tabla

2-4 muestra los valores utilizados en el modelo.

Tabla 2-4: valores de rigidez para resortes elásticos.

ELEVACIÓN m NRS

RIGIDEZ tf/m

-22 7681.57

-23 14879.20

-24 21630.49

-25 27278.04

-26 32082.51

-27 36360.35

-28 40318.28

-29 44077.63

3. ANÁLISIS Y RESULTADOS

3.1 General

3.1.1 Verificación esbeltez pilotes

De acuerdo con la Ref. [2], se verifica que la esbeltez de los pilotes cumpla con:

KL/r≤1.5π√(E/Fy)

Donde,

K : coeficiente de longitud de pandeo. Se usa K=0.8 para los pilotes modelados (caso empotrado-

empotrado).

L : longitud del elemento.

R : radio mínimo de giro.

E : módulo de elasticidad. Para A572 Gr.50, E = 2038.9tf/cm2.

Fy : límite de fluencia. Para A572 Gr.50, Fy = 3.52tf/cm2.

A continuación se presenta una tabla resumen con las esbelteces máximas de cada uno de los pilotes:

Tabla 3-1: verificación de esbeltez.

PILOTE L (m) K∙L/r

O 1100 × 28 25.78 54.5



El valor de la esbeltez máxima es λ=115.2, por lo que los pilotes cumplen esta condición.

3.2 Verificación deformaciones

3.2.1 Deformaciones inducidas por atraque

De acuerdo a la Ref. [2], se verifica que las deformaciones laterales producto del atraque sean menores a

H/250, donde H es la altura máxima de la estructura medida desde el nivel basal.

Se presenta a continuación la verificación de las deformaciones laterales máximas.

Tabla 3-2: deformaciones máximas laterales por atraque.

ESTADO DE CARGA δmax

cm

Atraque 13.2

Tabla 3-3: límite de deformaciones laterales.

ALTURA ESTRUCTURA cm

δmax cm

VERIFICACIÓN

3970 15.88 OK

3.2.2 Deformaciones inducidas por sismo

Las deformaciones sísmicas se calculan y limitan de acuerdo a lo establecido en la Ref. [2] con el fin de validar

que no es necesario considerar un análisis P-Δ de las cargas sísmicas. En la siguiente tabla se incluyen las

deformaciones sísmicas obtenidas del modelo estructural.

Tabla 3-4: deformaciones sísmicas.

ESTADO DE CARGA δreal

cm δmax cm

Sx (longitudinal) 1.0 × 3 = 3.0 0.012 × 3970 = 47.64

Sy (transversal) 1.8 × 3 = 5.4 0.012 × 3970 = 47.64

La estructura cumple satisfactoriamente los desplazamientos sísmicos máximos.

4. DISEÑO

4.1 Pilotes de acero

A continuación se presenta el resumen del diseño para el pilote más solicitado. Según lo indicado en la Ref.

[2], el diseño de pilotes se realiza de acuerdo con la Ref. [7], considerando un sobre espesor por corrosión de

2mm. Se muestra además la combinación que controla el diseño.



Tabla 4-1: resumen pilote más solicitado.

PILOTE LARGO

m K COMBINACIÓN F.U.

O 1100 × 28 25.78 0.8 atraque 0.84

4.2 Jackets

La verificación de punzonamiento en los jackets se hace de acuerdo a los criterios indicados en Ref. [7].

A continuación se presenta la verificación de la unión pilote-diagonal más solicitada.

Figura 4-1: unión pilote-diagonal más solicitada

Tabla 4-2: secciones y márgenes del documento.

SOLICITACIONES DIAGONAL SOLICITACIONES ADMISIBLES VERIFICACIÓN

120.26tf 196.83tf OK

48.56tf∙m 112.59tf∙m OK

3.78tf∙m 19.3tf∙m OK

El detalle de la verificación del punzonamiento se presenta en el Anexo C.

4.3 Losa

4.3.1 Cargas

Para el análisis de la losa a rotura se consideraron todas las cargas descritas en el Capítulo 2 según Ref. [2],

mientras que para el análisis por fisura sólo el peso propio de la estructura, la sobrecarga y el atraque.

Del análisis del modelo se obtuvieron los momentos y cortes máximos, tanto a rotura como fisura. Las

solicitaciones por fisura son las que controlan el diseño, por lo que con estos esfuerzos se determina la

armadura requerida.

Por otro lado se observa que la fuerza de corte es inferior a la capacidad de corte del hormigón de la losa, por

lo que no necesita refuerzo al corte.



4.3.2 Solicitaciones

Las siguientes tablas presentan los esfuerzos máximos en las fibras superior e inferior.

Tabla 4-3: momentos y corte máximos fibra superior.

SOLICITACIÓN MÁXIMA VALOR

Momento máximo rotura 18.32tf∙m

Momento máximo fisura 6.59tf∙m

Corte máximo 39.01tf∙m

Tabla 4-4: momentos y corte máximos fibra inferior.


Momento máximo rotura 8.48tf∙m

Momento máximo fisura 6.59tf∙m

Corte máximo 39.01tf

Finalmente, la Tabla 4-5 presenta los refuerzos para la losa del duque de alba.

Tabla 4-5: resumen refuerzo losa.


Fibra superior DM ф22@150

Fibra inferior DM ф22@150

Lateral ф12@120

Se presenta en detalle el diseño de la losa en el Anexo B.

4.4 Tapones de hormigón

El tapón es diseñado para resistir las solicitaciones de flexo compresión que se produce en el extremo superior

del pilote y para transmitir esta solicitación a la losa.

Para el diseño de éste se considera una sección compuesta del pilote con hormigón armado en su interior,

obteniéndose el diagrama de interacción de flexo-compresión correspondiente a la sección.

Paralelamente se obtienen los esfuerzos mayorados en la zona superior del pilote, donde se encuentra el

tapón, y así se diseña para que los esfuerzos sean menores que la capacidad de flexo compresión de la sección

compuesta.

A continuación se observa el modelo del tipo tapón y el diagrama de interacción de los pilotes.



Figura 4-2: diagrama interacción pilotes.

Figura 4-3: modelo tipo tapón.

Tabla 4-6: resumen anclaje pilotes.

COMPONENTE REFUERZO

Barras tapón 12 ф28

Estribos circulares 3 ф12@60

ANEXO A | IDENTIFICACIÓN DE ELEMENTOS

Numeración de barras y nodos

IDENTIFICACIÓN DE BARRAS Y NODOS

BARRAS

NODOS LOSA

NODOS DEFENSA

ANEXO B | RESULTADOS DEL DISEÑO

Pilotes y losa

Puerto de CoquimboIngeniería de detalleDuque de AlbaDiseño Pilotes

PROYECTO Nº C2019-1FECHA: 03-11-2014

CALCULÓ: PUV

MEMORIA DE CÁLCULO

API-RP2A-WSD DISEÑO DE PILOTES

Nomenclatura Definición de Unidades

Fy: nominal yield stressFb: nominal bending stress Fc: nominal compressive stressM : bending MomentP : axial compression

ton 10000 N

MPa 106

Pa

KN 1000N

1.) Pilote (D=1100 e= 28mm)

1.1.- Propiedades del Acero

Fy 3.515ton

cm2

E 2038.9ton

cm2

TA 1

1.2.- Definiciones Geométricas

L 25.78m c 2mm De 110cm 2 c t 2.8 cm c Di De 2 t

1.3.- Propiedades Geométricas

As 874 cm2

I 1.252 106

cm4

S 2.284 104

cm3

Z 2.977 104

cm3

r 37.8 cm

1.4.- Compresión - Pandeo Local Elástico

De

t42.2 Cx 0.3

Fxe 29.021ton

cm2

(ec. 3.2.2-3)

1.5.- Compresión - Pandeo Local Inelástico

Fxc 3.705ton

cm2

(ec. 3.2.2-4)

1.6.- Compresión - Pandeo Global

K 0.8

λ 54.5 Cc 107 (ec. 3.2.2-1)Fa 1.661

ton

cm2

Fa

Fy0.473

1.7.- Flexión

Fb 2.508ton

cm2

Fb

Fy0.714 (ec. 3.2.3-1)

1.8.- Flexión y Compresión Combinados

Puerto de CoquimboIngeniería de detalleDuque de AlbaDiseño Pilotes


CALCULÓ: PUV

Cm 0.6 P 146.45 ton Mx 393.65ton m My 151.34ton m

FU 0.837 (ec. 3.3.1-1)(ec. 3.3.1-2)(ec. 3.3.1-3)

REFUERZO FIBRA SUPERIOR-LOSA DUQUE DE ALBA

PROYECTO: C2019-1FECHA: 11-2014

POR: PUV

MEMORIA DE CALCULO

CAPACIDAD LOSA

1.-) Definiciones Unidades

Es: Módulo de elasticidad de young para el aceroEc: Módulo de elasticidad de young para el hormigónFy: Tensión de fluencia dela cero de refuerzofc: Resistencia cilíndrica del hormigón

MPa 106

Pa

Ton 9800 N

GPa 103

MPaεcu : Deformación última del hormigón

KN 1000N

ksi 1000psi

2.-) Propiedades de los materiales

Es 210 GPa Fy 420 MPa fc 25 MPa εcu 0.003 β1 0.85

Ec 4700 fc MPa Ec 2.35 1010

Pa

nEs

Ec n 8.936



POR: PUV

A) MOMENTO Momento ( + ) Transversal1.-) DATOS

1.1) Dimensiones

Altura de la losa h 80cm Recubrimiento rec 5cm

Ancho unitario b 1m

1.2.-) Armadura colocada

Diámetro Espaciamiento

Refuerzo ϕ1 22mm a1 150mm

Suple ϕ2 0mm a2 100mm As 78.5cmϕ1

2

a1

ϕ22

a2

As 3.93 in2

Altura efectiva d h recϕ1

2 d 29.094 in dc rec

ϕ1

2 dc 2.402 in

2.-) MOMENTO ADMISIBLE (FISURA) ACI 224-R90

Ms 6.59Ton m PROBAR HASTA CUMPLIR CON GRIETA MAXIMA

xn As n As n As 2 b d( )

b x 16.167 cm z d

x

3

εsyFy

Es εsy 2 10

3 εsu 0.09

fsMs

z As fs 37.2 MPa fs 5.398 ksi εs

fs

Es εs 1.772 10

4

fs

Fy8.861 %

βh x( )

d x( ) β 1.106 β 1.25

Es 2.1 105

MPa fs 37.216 MPa

s1 a1 s2 a2 k 2.8 105

ksi1

db1 ϕ1 db2 ϕ1

db1 0.866 in db2 0.866 in β 1.25 fs 5.4 ksi

ω k β fss1 s2 dc 8

db1 π ω 0.06 mm "OK" ω 0.15mmif

"REVISAR" otherwise

"OK"

3.-) CAPACIDAD EN FLEXION ACI 318

Mu 18.32Ton m

aAs Fy( )

0.85 fc b a 5.006 cm ϕMn 0.9 As Fy d

a

2

ϕMn 69.75 Ton m

"OK" Mu ϕMnif

"REVISAR" otherwise

"OK"



POR: PUV

4.-) CAPACIDAD CORTE ACI 318

fc 254.929kgf

cm2

αkgf

cm2

ϕVn 0.85 0.53 fc α b d ϕVn 53.19 Ton

REFUERZO FIBRA INFERIOR - LOSA DUQUE DE ALBA


POR: PUV

MEMORIA DE CALCULO

CAPACIDAD LOSA

1.-) Definiciones Unidades

Es: Módulo de elasticidad de young para el aceroEc: Módulo de elasticidad de young para el hormigónFy: Tensión de fluencia del acero de refuerzofc: Resistencia cilíndrica del hormigón

MPa 106

Pa

Ton 9800 N

GPa 103

MPaεcu : Deformación última del hormigón

KN 1000N

ksi 1000psi

2.-) Propiedades de los materiales

Es 210 GPa Fy 420 MPa fc 25 MPa εcu 0.003 β1 0.85

Ec 4700 fc MPa Ec 2.35 1010

Pa

nEs

Ec n 8.936



POR: PUV

A) MOMENTO Momento ( + ) Transversal1.-) DATOS

1.1) Dimensiones

Altura de la losa h 80cm Recubrimiento rec 5cm

Ancho unitario b 1m

1.2.-) Armadura colocada

Diámetro Espaciamiento

Refuerzo ϕ1 22mm a1 150mm

Suple ϕ2 0mm a2 100mm As 78.5cmϕ1

2

a1

ϕ22

a2

As 3.93 in2

Altura efectiva d h recϕ1

2 d 29.094 in dc rec

ϕ1

2 dc 2.402 in

2.-) MOMENTO ADMISIBLE (FISURA) ACI 224-R90

Ms 6.59Ton m PROBAR HASTA CUMPLIR CON GRIETA MAXIMA

xn As n As n As 2 b d( )

b x 16.167 cm z d

x

3

εsyFy

Es εsy 2 10

3 εsu 0.09

fsMs

z As fs 37.2 MPa fs 5.398 ksi εs

fs

Es εs 1.772 10

4

fs

Fy8.861 %

βh x( )

d x( ) β 1.106 β 1.25

Es 2.1 105

MPa fs 37.216 MPa

s1 a1 s2 a2 k 2.8 105

ksi1

db1 ϕ1 db2 ϕ1

db1 0.866 in db2 0.866 in β 1.25 fs 5.4 ksi

ω k β fss1 s2 dc 8

db1 π ω 0.06 mm "OK" ω 0.15mmif

"REVISAR" otherwise

"OK"

3.-) CAPACIDAD EN FLEXION ACI 318

Mu 8.48Ton m

aAs Fy( )

0.85 fc b a 5.006 cm ϕMn 0.9 As Fy d

a

2

ϕMn 69.75 Ton m

"OK" Mu ϕMnif

"REVISAR" otherwise

"OK"



POR: PUV

4.-) CAPACIDAD CORTE ACI 318

fc 254.929kgf

cm2

αkgf

cm2

ϕVn 0.85 0.53 fc α b d ϕVn 53.19 Ton

ANEXO C | CÁLCULOS VARIOS

Punzonamiento

Puerto de CoquimboIngeniería de detallesVerificación punzonamiento


CALCULÓ: PUV

CALCULATION SHEETS

PUNCHING SHEAR VERIFICATION

Geometrics Parameters

rb: Brace Member radiusR: Chord Member radiusdb: Brace Member diameterD: Chord Member diametertb: Brace Member Thicknesstc: Chord Member Thicknessrace Angleg: Gap

Unit definition

ton 9800N

MPa 106Pa

KN 1000 N

A. Jacket e=22 mm (Chord) '' e=16 mm (Brace). Top connection

1) Loads

PD 120.26ton (factored axial load in brace member)

MDipb 48.56ton m (factored bending moment in-plane of brace member)

MDopb 3.78ton m (factored bending moment out-of-plane of brace member)

PPD 196.83ton (factored axial load in chord member)

MDDipb 112.59ton m (factored bending moment out-of-plane of chord member)

MDDopb 19.3ton m (factored bending moment out-of-plane of chord member)

2) Parameters

rb 40.64cm db 2 rb tb 0.7cm θ 90 deg dbi db 2 tb

R 70cm D 2 R tc 2.0cm Fy 345MPa Fyb 250MPa Di D 2 tc



CALCULÓ: PUV

βrb

R γ

R

tc τ

tb

tc g 0cm

8) NOMINAL LOADS IN THE BRACE (A)

PujFy tc

2 QuaK Qfa

1.7 sin θ( )

MuipbFy tc

2 0.8 db( ) Quipb Qfipb

1.7 sin θ( )

MuopbFy tc

2 0.8 db( ) Quopb Qfopb

1.7 sin θ( )

sin θ( ) 1

PD 1.179 103

KN Puj 2.009 103

KN Puj PD( )

MDipb 475.888 KN m Muipb 707.5 KN m Muipb MDipb( )

MDopb 37.044 KN m Muopb 380.9 KN m Muopb MDopb( )

INTERACCION 1 (4.3.1-5a)

MDipb

Muipb

2MDopb

Muopb

2

0.462

INTERACCION 2 (4.3.1-5b)

2

πasin

MDipb

Muipb

2MDopb

Muopb

2

1

2

PD

Puj 1.062

9) PUNCHING SHEAR (B)

INTERACCION 1 (4.3.1-3a)

Vpipb

Vpaipb

2Vpopb

Vpaopb

2

0.409

INTERACCION 2 (4.3.1-3b)

2

πasin

Vpipb

Vpaipb

2Vpopb

Vpaopb

2

Vpax

Vpaax 1.014

10) CONECCTIONS OF TENSION AND COMPRESSION MEMBERS

INTERACCION 1 (4.1-1)



CALCULÓ: PUV

Fyb

Fy

γ τ sin θ( )( )

111.5

β

0.653

diseño plataforma marina

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