Y SE SAN FERNANDO MEMORIA DE DISEÑO

0
Rev.
Emisión Inicial
C. Alarcón
M. Gómez
A. Galindo
2013/08/08
Descripción
Diseñó
Revisó
Aprobó
Fecha
DISEÑO DE LA LÍNEA DE TRANSMISIÓN A 115 Kv
ENTRE LA S.E. OCOA, S.E. GUAMAL (MANUELITA) Y S.E. SAN FERNANDO
MEMORIA DE DISEÑO DE CIMENTACIONES - TOMO II
CRUCE DEL RIO GUAYURIBA
Diseñó:
Revisó:
C. Alarcón
Fecha:
Aprobó:
M. Gómez
Fecha:
2013/08/06
Documento Nº.:
Fecha:
2013/08/08
Rev.
750-LTM-015
A. Galindo
Codigo cliente:
2013/08/08
0
Rev Cliente.
0
0
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
TABLA DE CONTENIDO
1. INTRODUCCIÓN ................................................................................................... 4
2. DISEÑO DE CIMENTACIONES ............................................................................. 4
3. FUERZAS HIDRDINÁMICAS DE LA CORRIENTE ................................................ 5
4. CARGAS ACTUANTES ......................................................................................... 6
4.1.
REACCIONES USADAS EL DISEÑO DE ZAPATAS....................................... 6
4.2.
REACCIONES USADAS EN EL DISEÑO DE PILOTES .................................. 6
5. METODOLOGÍA DE DISEÑO PARA EL CONJUNTO PILOTES – VIGAS ........... 12
5.1.
VERIFICACIÓN A COMPRESIÓN Y AL ARRANCAMIENTO DE PILOTES .. 12
5.2.
VERIFICACIÓN A FUERZAS HORIZONTALES EN LOS PILOTES .............. 13
5.3.
ELABORACIÓN DEL MODELO..................................................................... 15
5.4.
VIGA DE AMARRE ........................................................................................ 15
5.5.
DISEÑO DE CONCRETO REFORZADO ...................................................... 16
6. METODOLOGÍA DE DISEÑO DEL CONJUNTO PILOTES - VIGAS .................... 17
6.1.
METODOLOGÍA ............................................................................................ 17
6.1.1.
VERIFICACIÓN AL ARRANQUE ................................................................... 18
6.1.2.
VERIFICACIÓN AL VOLTEO ........................................................................ 18
6.1.3.
VERIFICACIÓN A LA COMPRESIÓN ........................................................... 19
6.2.
DISEÑO ESTRUCTURAL DE LA ZAPATA .................................................... 20
6.2.1.
CHEQUEO A CORTANTE DE LA ZAPATA ................................................... 21
6.2.1.1.
CHEQUEO A CORTANTE POR PUNZONAMIENTO ............................... 21
6.2.1.2.
CHEQUEO A CORTANTE COMO VIGA ANCHA ..................................... 22
6.2.2.
DISEÑO A FLEXIÓN DE LA ZAPATA ........................................................... 22
6.2.3.
DISEÑO DEL REFUERZO DEL PEDESTAL ................................................. 24
6.2.3.1.
ACERO SUMINISTRADO PARA ATENDER FLEXO TRACCIÓN............. 25
6.2.3.2.
ACERO SUMINISTRADO PARA ATENDER FLEXO-COMPRESIÓN ....... 26
7. PARÁMETROS DEL SUELO ............................................................................... 28
8. MATERIALES ...................................................................................................... 28
9. RESULTADOS ..................................................................................................... 28
10.
DOCUMENTOS DE REFERENCIA ............................................................... 29
11.
ANEXOS ....................................................................................................... 30
11.1.
ESTUDIO DE SUELOS DEL RIO GUAYURIBA ............................................ 31
11.2.
ESTUDIO DE SOCAVACIÓN DEL RIO GUAYURIBA ................................... 32
11.3.
FUERZAS HIDRODINÁMICAS SOBRE LA CIMENTACIÓN SOCAVADA .... 33
11.4.
REACCIONES DE LA TORRE AE................................................................. 34
11.5.
PREDIMENSIONAMIENTO DE LOS PILOTES ............................................. 46
11.6.
COEFICIENTE DE BALASTO DEL SUELO .................................................. 49
11.7.
ANÁLISIS ESTRUCTURAL DE PILOTES Y VIGAS ...................................... 53
11.8.
ANÁLISIS ESTRUCTURAL DE LAS VIGAS .................................................. 64
11.9.
DISEÑO DE LOS PILOTES Y CURVA DE INTERACCIÓN ........................... 67
11.10. DISEÑO DE LAS VIGAS DE AMARRE ......................................................... 69
11.11. DISEÑO DE PEDESTALES........................................................................... 72
11.12. DISEÑO DE ZAPATA .................................................................................... 74
11.13. cimentación en pila- vigas de amarre, torres 16 y 17 ..................................... 77
11.14. cimentaciónen zapatas, torre 18 .................................................................... 79
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 2 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
INDICE DE TABLAS
Tabla 1. Reacciones máximas para la torre AE, usadas en el diseño de zapatas. .. 6
Tabla 2. Reacciónes derivadas de los árboles de carga, teniendo en cuenta el
viento reducido (condición extrema) ................................................................................. 7
Tabla 3. Reacciones verticales usadas en el prediseño de los pilotes, condición
normal (A) y extrema (vieto reducido) (B)........................................................................ 8
Tabla 4. Reacciones y momentos actuantes en la parte superior de la pila
empotrada (4m bajo el nivel del terreno actual) ............................................................. 9
Tabla 5. Reacciones y momentos usados en el diseño de pilotes para la segunda
condición (extrema). .......................................................................................................... 11
Tabla 6. Coeficientes de balasto del suelo suministrados en el estudio de suelos.14
Tabla 7.Parámetros generales del suelo de fundación. .............................................. 28
INDICE DE FIGURAS
Figura 1. Análisis de fuerzas para la condición extrema. ............................................ 10
Figura 2. Sistema de coordenadas adoptado por el programa de análisis de
conjunto de pilotes – vigas. .............................................................................................. 12
Figura 3. Modelación de la interacción suelo-estructura utilizando resortes
horizontales y verticales que simulan el suelo. ............................................................. 13
Figura 4. Discretización del elemento pilote.................................................................. 15
Figura 5. Configuración general del sistema de pilotes - vigas de amarre. ............. 16
Figura 6. Geometría general de la zapata y sentido de las cargas externas. ......... 17
Figura 7. Distribución de esfuerzos en la zapata ......................................................... 23
Figura 8. Distribución de esfuerzos en el pedestal. ..................................................... 26
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 3 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
1. INTRODUCCIÓN
En el siguiente informe se presenta la memoria de cálculo del diseño de las
cimentaciones tipo pilotes con vigas y zapatas de las torres de transmisión de
energía T-16, T-17 y T-18 (tipo AE) a 115kV, que se harán en el departamento del
Meta para el cruce del Río Guayuriba. Las torres mencionadas hacen parte del
proyecto desarrollado por EMSA que consiste en la línea de transmisión eléctrica
entre la subestación Ocoa (Villavicencio), la subestación Guamal y la subestación
San Fernando (Guamal).
La cimentación más adecuada para cada torre depende de las condiciones del
entorno definidas en las recomendaciones del estudio de suelos, dado que las
torres 16, 17 y 18 se encuentran en cercanías del río Guayuriba, requieren de
cimentaciones especiales que soporten las solicitaciones que dicha corriente de
agua haría sobre las estructuras de transmisión de energía, tales como la
socavación.
2. DISEÑO DE CIMENTACIONES
Según lo anterior se usarán cimentaciones especiales que consten de pilotes y
vigas de amarre para las torres 16 y 17, las cuales están expuestas a la acción del
río, mientras que en la torre 18 (ubicada en la orilla del río hacia el municipio de
Guamal) se usarán cimentaciones tipo zapata debido a que su cota de terreno
está aproximadamente 18 m sobre la cota del nivel de agua del río.
El diseño de las cimentaciones con pilotes se realiza teniendo en cuenta las
consideraciones del estudio de socavación (ver ANEXO 2), el cual se realizó sobre
la sección del río actual bajo el trazado de la línea a construir. En éste estudio se
concluye que la profundidad máxima de socavación del río sería de 4.0 m.
También se consideró el estudio de suelos de la zona, debido a que de éste se
obtienen los parámetros determinantes del suelo para poder definir las
capacidades portantes y demás características de resistencia. Dicho estudio fue
realizado en la orilla del río que está hacia Villavicencio y se puede observar en el
ANEXO 1.
El diseño de la cimentación con pilotes considera una longitud mínima empotrada
bajo el nivel máximo de socavación.
Las cargas laterales se modelan junto con los pilotes y vigas de amarre en una
hoja de cálculo desarrollada en Ingeniería & Diseño S.A. para el conjunto de vigas
– pilotes. Los datos de entrada al programa y el análisis estructural resultante se
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 4 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
muestran en el ANEXO 7, teniendo en cuanta que se entran primero las cargas de
trabajo para verificar la capacidad de los pilotes ante las solicitaciones laterales y
luego se calcula nuevamente con las cargas de diseño.
Para el diseño de las cimentaciones en zapata, se debe considerar la capacidad
portante del suelo definida también en el estudio de suelos. El diseño de ésta
cimentación se describe en la sección 6 de éste documento y en el ANEXO 12.
3. FUERZAS HIDRDINÁMICAS DE LA CORRIENTE
Ésta clase de fuerzas se generan en la cimentación que ha sido socavada y
debido al flujo de agua que genera un arrastre en los elementos expuestos al flujo.
Para el cálculo de las fuerzas hidrodinámicas en cada elemento a considerar
(pedestal, viga y sección de pila socavada) se usa la siguiente expresión.
Como en la sección del río considerada no existen curvaturas en planta del cauce,
se considera que no existe aceleración del fluido por lo que solo el primer término
de la expresión anterior sería aplicable.
En el cálculo del coeficiente de arrastre Cd se debe tener en cuenta el número
Reynolds de cada elemento expuesto. Luego con dicho número se entra en
ábaco que presenta el coeficiente de arrastre como función del número
Reynolds, y también la forma del obstáculo en la corriente. El cálculo detallado
éste parámetro para cada elemento (Sección de pila, viga y pedestal)
encuentra en el ANEXO 3.
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 5 de 80
de
un
de
de
se
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
4. CARGAS ACTUANTES
4.1.
REACCIONES USADAS EL DISEÑO DE ZAPATAS
Las reacciones para el diseño de las cimentaciones se han calculado a partir de
los árboles de carga por medo de la aplicación del concepto de momento, con el
cual es posible determinar cargas en los montantes de las patas. El procedimiento
general consiste en transformar las cargas de cada hipótesis de los árboles de
carga, en momentos con respecto a la base de la torre, para finalmente sumar
todos los momentos y desagruparlos en pares de fuerzas que actúan sobre las
patas de la torre. Las reacciones que se han tomado como las máximas para la
torre tipo AE se muestran en la siguiente tabla, dichas cargas se usarán en el
diseño de la zapata debido a que no están afectadas por la acción de la fuerza
hidrodinámica y además se concentran sobre el pedestal. El cálculo detallado de
las reacciones de trabajo y de diseño se muestra en el ANEXO 4.
Tabla 1. Reacciones máximas para la torre AE, usadas en el diseño de zapatas.
4.2.
REACCIONES USADAS EN EL DISEÑO DE PILOTES
Las anteriores cargas son adecuadas para el cálculo de las cimentaciones tipo
zapatas. Pero para el predimensionamiento y diseño de pilotes, existen dos
condiciones de carga:
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 6 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
1- Condición normal: Se refiere a las cargas que se determinan al usar las
fuerzas de los árboles de carga sin afectarlas con ningún factor de
reducción o aumento.
2- Condición extrema: Se refiere a las cargas que se determinan al usar las
fuerzas de viento reducidas por un factor de reducción (relación entre el
viento coincidente y máximo), adicionando las cargas producidas por las
fuerzas hidrodinámicas.
Las reacciones resultantes de la torre aplicadas sobre el pedestal para la primera
condición son las definidas en la tabla 1, mientras que las reacciones de la torre
sobre el pedestal al usar las fuerzas de viento reducidas se muestran en la tabla 2.
En el ANEXO 4 también se encuentran los cálculos detallados para determinar las
reacciones de la torre para la condición extrema que considera el viento reducido.
Tabla 2. Reacciónes derivadas de los árboles de carga, teniendo en cuenta el viento
reducido (condición extrema)
Para el predimensionamiento de las cimentaciones en pilotes-vigas en ambas
condiciones (condición normal y extrema), se considera el peso de la cimentación
que quedaría sin soporte lateral debido a la socavación. Entonces se considera
que aparte de las reacciones definidas en la tablas 1 y 2, para las condiciones 1 y
2 respectivamente, se debe adicionar a la carga vertical el peso propio del
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 7 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
pedestal, la viga de amarre y también la sección de 4 m de pilote que queda
socavada. Para definir las cargas muertas de los elementos estructurales
mencionados se han asumido las siguientes dimensiones basados en la
experiencia en proyectos con similares condiciones.
Viga de amarre. Sección de 0.85 m * 0.6 m y longitud de 13.38 m (longitud
real considerando el ancho entre patas mas la longitud del pedestal la cual
hace crecer el ancho entre patas).
Pila. Diámetro de 1 m y longitud de 4 m (4 m de socavación).
Pedestal. Sección cuadrada de 0.6m de lado y 1.5 m de longitud.
Lo anterior debido a que el proceso de predimensionamiento de pilote considera
únicamente las cargas de trabajo verticales máximas de compresión y de tracción,
para compararlas con las resistencias del suelo por punta y fricción que presentan
pilotes de varias longitudes y diámetros. Dentro de la metodología de
predimensionamiento también se tiene en cuenta el peso del pilote, entonces no
es necesario sumar todo el peso del pilote a la reacción vertical sino solamente el
peso de la sección de pilote socavado, como se había mencionado anteriormente.
A continuación (tabla 3) se muestran las cargas a usar para el
predimensionamiento de los pilotes para cada uno de los casos definidos.
(A)
(B)
Tabla 3. Reacciones verticales usadas en el prediseño de los pilotes, condición normal (A) y
extrema (vieto reducido) (B).
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 8 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
REACCIONES PARA DISEÑO DE PILOTE (CONDICIÓN 1)
Las reacciones usadas para el diseño de pilotes en la condición normal, son las
mostradas en la tabla 1, pero trasladadas a la parte superior de la sección del
pilote empotrado, es decir a 4 m bajo el nivel del terreno actual (punto O de la
figura 1). El traslado de las fuerzas al punto O genera la aparición de momentos
longitudinales y transversales que se tienen en cuenta durante el cálculo. Las
fuerzas y momentos calculados se muestran en la siguiente tabla (tabla 4).
Tabla 4. Reacciones y momentos actuantes en la parte superior de la pila empotrada (4m
bajo el nivel del terreno actual)
REACCIONES PARA DISEO DE PILOTE (CONDICIÓN 2)
Para el diseño de las cimentaciones en pilotes se debe considerar y adicionar la
fuerza hidrodinámica de la corriente sobre la cimentación socavada en el caso 2 –
Condición extrema.
Para tener en cuenta la acción de las fuerzas hidrodinámicas en la segunda
hipótesis, se han tomado las reacciones definidas al reducir el viento y se le han
agregado las fuerzas hidrodinámicas. El proceso consiste en concentrar todas las
fuerzas en la parte superior de la sección del pilote embebido y que según el
estudio de socavación tiene baja probabilidad de socavarse, es decir, a 4 m bajo el
nivel del terreno actual, teniendo en cuenta los momentos que se generen por éste
movimiento. Lo anterior se ilustra en la siguiente figura (figura 1).
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 9 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
Punto O
Figura 1. Análisis de fuerzas para la condición extrema.
En la figura anterior
Ft = Reacción Transversal de la torre (considerando el viento reducido)
Fl = Reacción longitudinal de la torre (considerando el viento reducido)
Fv = Reacción Vertical de la torre (considerando el viento reducido)
Fr pe = Fuerza hidrodinámica actuante sobre el pedestal
Fr Pi = Fuerza hidrodinámica actuante sobre la sección del pilote socavada (4m)
Fr Vi = Fuerza hidrodinámica actuante sobre la longitud de viga aferente al pilote
que se interpone al flujo.
Pe = Peso propio del pedestal.
Pi = Peso propio del pilote.
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 10 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
Al desplazar las fuerzas hacia el punto O, se generan los siguientes momentos y
cargas:
Fto = (Fr pe + Fr Pi + Fr Vi) +Ft
Fvo = Fv + Pe + Pi
Flo = Fl
Mto= [ Fr pe (4.0+1.5/2)+ Fr Pi (2.0) + Fr Vi (4.0-0.85/2)]+ Ft (4.0+1.5)
Mlo= Fl (4.0+1.5)
El subíndice O se refiere al punto O en la figura 1.
Al calcular las anteriores fuerzas y momentos se obtiene la tabla 5.
Tabla 5. Reacciones y momentos usados en el diseño de pilotes para la segunda condición
(extrema).
En la tabla anterior es importante mencionar que “Mt” se refiere a momento
generado por las cargas transversales y “Ml” se refiere al momento generado por
las cargas longitudinales. En las anteriores reacciones no se tuvo en cuenta el
peso propio de la viga debido a que ésta fuerza se considera dentro del
procedimiento de diseño del pilote.
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 11 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
5. METODOLOGÍA DE DISEÑO PARA EL CONJUNTO PILOTES – VIGAS
Figura 2. Sistema de coordenadas adoptado por el programa de análisis de conjunto de
pilotes – vigas.
5.1.
VERIFICACIÓN A COMPRESIÓN Y AL ARRANCAMIENTO DE PILOTES
Se realiza un dimensionamiento de los pilotes teniendo en cuenta la capacidad por
punta, la capacidad a fricción y asentamientos verticales. Estas consideraciones
son utilizadas solamente para el chequeo de las cargas actuantes verticales.
La verificación de la resistencia del suelo a las cargas de compresión y al
arrancamiento se hace teniendo en cuenta las capacidades por fricción (para
arrancamiento) y punta (para compresión) de éste, obtenidas en el estudio de
suelos. En éste caso se hace el diseño considerando que los pilotes actúan por
punta para resistir las cargas de compresión y las cargas de tensión son resistidas
por el peso propio de la cimentación mas la resistencia por fricción.
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 12 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
La revisión se realiza usando las mayores cargas de trabajo a tensión y
compresión y comparándolas con las capacidades admisibles de fricción y por
punta del suelo. Dichos cálculos se muestran de manera detallada en el ANEXO 5.
De éste proceso se obtiene que para la condición normal la longitud embebida
mínima del pilote debería ser de 3.0 m, mientras que para la condición extrema
(Viento reducido mas la fuerza hidrodinámica), se requiere de una longitud mínima
embebida de 5.0 m. Por lo anterior se ha seleccionado la condición extrema como
la predominante en el diseño de los elementos estructurales.
5.2.
VERIFICACIÓN A FUERZAS HORIZONTALES EN LOS PILOTES
Las cargas horizontales se tienen en cuenta modelando los pilotes, en donde, con
las cargas de trabajo se realiza un chequeo de los desplazamientos en los
resortes de los nudos de análisis, verificando que estos no sean mayores a 2.5cm,
según el estudio de suelos. En los casos que estos nudos de análisis sobrepasen
este desplazamiento, los módulos de reacción del suelo en estos puntos se
consideran como 0 para realizar el avalúo del pilote con cargas de diseño.
Figura 3. Modelación de la interacción suelo-estructura utilizando resortes horizontales y
verticales que simulan el suelo.
Los módulos de reacción del suelo (resortes) utilizados para simular la interacción
entre la estructura y el suelo fueron calculados según la siguiente sección del texto
(sección 5.2.1.).
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 13 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
5.2.1. COEFICIENTES DE BALASTO DEL SUELO
En el diseño de los pilotes y para su verificación de capacidad ante fuerzas
horizontales son necesarios los coeficientes de balasto del suelo, con los cuales
se modela el suelo alrededor del pilote.
El valor de los coeficientes de balasto ha sido suministrado por el estudio de
suelos del proyecto, de tal manera que se tienen dichos coeficientes para
profundidades del suelo que van desde 5.5m hasta los 8.0 m, en pasos de 0.5 m.
Los anteriores datos suministrados se resumen en la siguiente tabla.
Kh H
Kh S
Tabla 6. Coeficientes de balasto del suelo suministrados en el estudio de suelos.
De ésta manera luego de realizar la predimensión del pilote, se obtuvo que para la
condición extrema la longitud embebida óptima del pilote sería de 5.0 m bajo el
nivel de socavación. Entonces para realizar el diseño del pilote se requieren los
coeficientes de balastro para la longitud embebida, esto es para profundidades
desde los 4 m hasta los 9.0 m. Para obtener dichos coeficientes, se extrapolaron e
interpolaron los valores usando las ecuaciones de ajuste a las rectas que se
obtuvieron al graficar la profundidad contra cada uno de los coeficientes de
balastro dados. Las curvas de ajuste usadas y el cálculo de dichos coeficientes de
balasto usados en el modelo de diseño de pilotes – vigas se muestra en el ANEXO
6. Es importante mencionar que como se tienen los coeficientes según diferentes
autores, se ha tomado el criterio de usar los valores del autor cuyos coeficientes
de balasto sean menores.
Para el cálculo del coeficiente vertical del suelo, se toma la ecuación propuesta
por Bowles, en la que el valor de dicho coeficiente es igual a cuarenta veces la
capacidad por punta última del pilote. El respectivo cálculo también se encuentra
en el ANEXO 6.
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 14 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
5.3.
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
ELABORACIÓN DEL MODELO
Figura 4. Discretización del elemento pilote.
El modelo consta de nudos y tramos de análisis para realizar el cálculo de las
fuerzas internas, momentos, cortantes y cargas axiales en los pilotes.
Adicionalmente se realiza el chequeo de desplazamientos horizontales.
5.4.
VIGA DE AMARRE
La viga de amarre de los pilotes se supuso con la capacidad de soportar las
reacciones de cada una de las patas de las torres. El largo de la viga es el ancho
entre patas de la torre.
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 15 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
La viga de cada torre del cruce se corrió en el modelo obteniendo deformaciones
dentro de los rangos permitidos. El resultado del análisis estructural de la viga se
observa en el ANEXO 8.
Figura 5. Configuración general del sistema de pilotes - vigas de amarre.
5.5.
DISEÑO DE CONCRETO REFORZADO
El diseño estructural de los pilotes, vigas de amarre y pedestal se realizó usando
la teoría de la rotura usando las cargas últimas o de diseño. (Ver ANEXO 9,
ANEXO 10 Y ANEXO 11 respectivamente)
Esta teoría consiste en la comparación de las cargas de diseño actuantes con los
esfuerzos resistentes de la estructura.
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 16 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
6. METODOLOGÍA DE DISEÑO DEL CONJUNTO PILOTES - VIGAS
Para el diseño de cimentaciones tipo zapata se requiere calcular los esfuerzos de
compresión producidos en el suelo por una zapata aislada sometida a la acción de
carga axial y momentos flectores en las direcciones de los ejes principales X y Y, y
los factores de seguridad al arrancamiento y al volteo.
6.1.
METODOLOGÍA
Las cargas a nivel de pedestal con las que se trabajan son cargas de trabajo para
las verificaciones de arrancamiento, deslizamiento, compresión y volteo y cargas
de diseño para el diseño estructural de la zapata.
En la verificación a compresión se despreciará totalmente la fricción entre las
paredes y el bloque de falla originada por la cohesión o por la fricción interna del
suelo. Para la resistencia al arrancamiento se tendrá en cuenta el efecto
estabilizador del peso del cono de tierras.
Se deben calcular las resultantes a nivel de fundación, incluyendo el peso propio
de la zapata y el relleno. Con las reacciones a nivel de la zapata se hace el
análisis de estabilidad y de esfuerzos actuantes sobre el suelo:
Figura 6. Geometría general de la zapata y sentido de las cargas externas.
Donde:
B=
Lado de la zapata,
[m]
D=
Profundidad de desplante.
[m]
AST= Altura del pedestal sobre el nivel del terreno,
[m]
T=
Espesor de la zapata,
[m]
A=
Ancho del pedestal,
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
[m]
Página 17 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
FTx,y = Fuerza transversal y longitudinal producidas por cargas externas
trabajo cuando la fuerza está en tracción,
[kN]
de
FCx,y = Fuerza transversal y longitudinal producidas por cargas externas
trabajo cuando la fuerza está en compresión.
[kN]
de
6.1.1. VERIFICACIÓN AL ARRANQUE
Se calculan las cargas resistentes al arrancamiento (W), como lo son las masas
efectivas propias de la zapata, el relleno y el peso del cono de tierras.
K1 = Factor de seguridad al arranque = W/Tmax > 1.5
En donde:
Tmax = Carga de trabajo máxima de tracción
VZ
[kN]
= Volumen de concreto de la zapata = B²*T+A²*(AST+ (D-T))
VREL= Volumen Relleno = (B²-A²)*(D-T)
ANG = Ángulo del cono de arranque. (β)
γs
= Densidad del suelo
[kN/m³]
γc
= Densidad del concreto
[kN/m³]
γrel = Densidad del relleno
[kN/m³]
6.1.2. VERIFICACIÓN AL VOLTEO
Se debe analizar la acción de volteo que puede producir las cargas externas, tanto
a compresión como a tensión, en la zapata. Se calcula entonces el momento
producido por las fuerzas externas y luego el momento resistente producido por
las fuerzas que se oponen al volteo aplicadas a la zapata, respecto al borde de la
misma.
MRVC=Momento estabilizador a compresión = (VZ*γc + VREL* γrel) * B/2 [kN-m]
FTC
= Fuerza total a compresión =Cmax + VZ*γc + VREL* γrel
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
[kN]
Página 18 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
Cmax
= Fuerza de trabajo a compresión producida por cargas externas en
sentido del montante
[kN]
MVCx,y = Momento de vuelco en X y Y alrededor del punto M producido por
cargas externas de trabajo cuando la fuerza está e compresión.
[kN-m]
FCx,y = Fuerza transversal y longitudinal producidas por cargas externas de
trabajo cuando la fuerza está en compresión.
[kN]
MVCx, y = FCx,y*(D+AST) - Cmax*(B/2+(D+AST)*m) momento alrededor del
punto M.
K2
= MRVC / MVCx > 1.5
K3
= MRVC / MVCy > 1.5
MRVT = Momento estabilizador a tensión = W* B/2
[kN-m]
MVTx,y = Momento de vuelco en X y Y alrededor del punto M producido por
cargas externas de trabajo cuando la fuerza está en tracción.
[kN-m]
FTx,y
= Fuerzas de trabajo transversal y longitudinal producidas por cargas
externa cuando la fuerza está en tracción
[kN]
MVTx, y = FTx, y*(D+AST) + Tmax*(B/2-(D+AST)*m) momento alrededor del
punto M.
K4
= MRVT / MVTx > 1.5
K5
= MRVT / MVTy > 1.5
6.1.3. VERIFICACIÓN A LA COMPRESIÓN
Por último se verifica que la capacidad de carga actuante sobre el suelo, en
condiciones dinámicas, no supere la capacidad admisible.
Qadm ≥ Qacc
[kPa]
Qadm = Capacidad admisible en condiciones estáticas, a nivel de desplante de la
zapata con factor de seguridad de 3 y sin considerar la masa de relleno que
gravita sobre ella.
[kPa]
Qacc
= Esfuerzo máx. Neto actuante a compresión
Qacc
= (FTC-Vexc * γs)/ B2 + QMXc + QMYc
[kPa]
FTC
=Fuerza total a compresión = Cmax + VZ*γc + VREL* γrel
[kN]
MCx, y =FCx, y*(D+AST)-Cmax*(D+AST)*m momento alrededor del punto o.
[KN-m]
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 19 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
MCx, y = MXC, MYC = Momento actuante en X y Y alrededor del punto o
producido por cargas externa de trabajo cuando la fuerza está en compresión
[KN-m]
QMXc = Esfuerzo producido por el momento en X
[kN-m]
QMXc = 6*MXC / B3
QMYc = Esfuerzo producido por el momento en Y
[kN-m]
QMYc = 6*MYC / B3
Vexc
= Volumen de Excavación.
γs
= Peso especifico del suelo.
Para la verificación del esfuerzo mínimo el modelo considera y verifica que la
carga está en el tercio medio:
Qacc min = (FTC-Vexc * γs)/ B2 - QMXc - QMYc ≥ 0
[kPa]
e ≤B / 6
[m]
Nomenclatura:
VZ = Volumen de concreto de la zapata
[m³]
Vrel = Volumen del relleno
[m³]
VC = Volumen del cono
[m³]
γs =
[kN/m³]
Densidad del suelo
γc = Densidad del concreto
[kN/m³]
γrel = Densidad del relleno
[kN/m³]
B=
Lado de la zapata
[m]
D=
Profundidad de desplante [m]
AST= Altura del pedestal sobre el nivel del terreno
[m]
e=
[m]
Excentricidad
6.2.
DISEÑO ESTRUCTURAL DE LA ZAPATA
Para el diseño estructural de los elementos de la zapata se utilizó el método de
estados límites (método por resistencia última), el cual establece que la resistencia
del elemento, afectada por un factor de reducción de resistencia, debe ser mayor o
igual a las acciones inducidas en el elemento.
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 20 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
6.2.1. CHEQUEO A CORTANTE DE LA ZAPATA
El cortante en la zapata se revisó en dos condiciones de acuerdo con el ACI: como
viga en dos sentidos o punzonamiento y como viga ancha.
6.2.1.1.
CHEQUEO A CORTANTE POR PUNZONAMIENTO
Para el cálculo del esfuerzo por punzonamiento se utiliza el método empleado
para la verificación a la compresión, pero para cargas de diseño. Para esta
condición el esfuerzo cortante resistente por el concreto es:
PUNMX = Φ *1/3 * (f’c)0.5 * 1000; con Φ = 0.85
f’c en MPa
El esfuerzo actuante sobre una línea de falla localizada a d/2 del borde de la
zapata y descontando la resultante de los esfuerzos contenidos dentro de la línea
de falla es:
vu=
QFTC∗[ B 2 ( A+d )2 ]
= PUNZ
4∗( A+d )∗d
Se debe cumplir que PUNZ ≤ PUNMX
Donde:
PUNMX = Resistencia al esfuerzo cortante por punzonamiento del concreto.
[kN/m2]
PUNZ = νu = Esfuerzo cortante por punzonamiento producido por las cargas
últimas en la sección.
[kN/m2]
QFTC
= Esfuerzo máximo neto que transmite la zapata con cargas de diseño.
[kN/m2]
B
= Lado de la zapata.
[m]
A
= Lado de la columna.
[m]
d
= Altura efectiva de la zapata.
[m]
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 21 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
6.2.1.2.
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
CHEQUEO A CORTANTE COMO VIGA ANCHA
Para el cálculo del cortante se utiliza el método empleado para la verificación a la
compresión, pero para cargas de diseño. El esfuerzo cortante que resiste el
concreto bajo esta condición es:
CORMX = Φ *1/6 * (f’c)0.5 * 1000; con Φ = 0.85;
f’c en MPa
Conservativamente se supone que la presión ejercida por el suelo es uniforme, por
tanto el esfuerzo cortante actuante a una distancia “d” del borde del pedestal es:
CORT = ([(QFTC) * (Lv – d)] / d)
Se debe cumplir que CORT ≤ CORMX
Donde:
CORMX = Resistencia nominal a cortante suministrada por el concreto
[kN/m2]
CORT = Esfuerzo cortante de las cargas últimas en la sección.
[kN/m2]
T = Espesor losa de zapata.
[m]
H = Altura del lleno estructural soportado por la losa de la zapata.
[m]
Lv = Longitud del Voladizo = Distancia desde el borde de la zapata a la cara del
pedestal en cada una de las direcciones X y Y.
[m]
d = Altura efectiva de la zapata
[m]
6.2.2. DISEÑO A FLEXIÓN DE LA ZAPATA
Para el diseño a flexión de la zapata se deben tener en cuenta los esfuerzos
máximos de diseño calculados.
Para el cálculo del momento en la losa de la zapata se verifica la flexión en la cara
del pedestal según el artículo 15.4 del código A.C.I. Para el cálculo del área de
refuerzo de la armadura inferior, la presión de diseño para encontrar el momento
corresponde a la presión máxima transmitida por el suelo, menos los efectos
producidos por el peso propio y peso del relleno sobre la zapata. Se calcula el
momento de la zapata en la dirección más desfavorable, considerando la presión
total neta sobre el voladizo, según la siguiente ecuación:
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 22 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
Figura 7. Distribución de esfuerzos en la zapata
MOM1 = (½ * Lv2x,y * (QFTC))
Donde:
MOM1 = Momento último en la sección, en la dirección elegida X ó Y.
[kN-m]
Lv = Longitud del voladizo = distancia desde el borde de la zapata
a la cara del pedestal en cada una de las direcciones X y Y.
[m]
QFTC = Esfuerzo último máximo calculado con cargas de diseño.
[kN/m2]
H
[m]
=Altura del relleno estructural soportado por la losa de zapata.
El cálculo de la cuantía de acero se efectuó de acuerdo con el método de Whitney
asumiendo un bloque de compresión en el concreto de forma rectangular con una
profundidad igual al 85 % de la distancia al eje neutro. Resolviendo las ecuaciones
de equilibrio, tenemos:
ρ = f’c*(Φ - (Φ 2 – 2.36 * Φ * K/ f’c) 0.5)/(1.18 * Φ * fy)); cos Φ = 0.90; (ρ = Cuantía)
En donde:
K = Mu / (b * d2)
AS1= Área de acero necesaria = ρ*b*d
La Cuantía mínima requerida según A.C.I para zapatas es de ρ = 0.0018.
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 23 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
Para el cálculo de la armadura superior, se efectúa el mismo procedimiento, pero
la presión utilizada corresponde al peso del cono de arrancamiento dividido por el
área de la zapata.
TmaxD = Carga de diseño máxima de Tensión.
[kN]
VZ = Volumen de concreto de la zapata.
[m3]
T = Espesor de la zapata
[m]
6.2.3. DISEÑO DEL REFUERZO DEL PEDESTAL
El criterio de diseño para el refuerzo longitudinal colocado en el pedestal es el de
atender simultáneamente la flexión generada por los momentos y por las fuerzas
de cortante en la base del pedestal y por las cargas axiales de compresión o de
tracción.
El diseño a flexión del pedestal se debe realizar con las cargas al nivel inferior del
mismo, de acuerdo con los resultados más desfavorables, de las condiciones de
carga críticas.
La metodología se describe a continuación:
Para algunas combinaciones de carga se pueden presentar cargas a tracción en el
pedestal de la cimentación.
El método, indicado para el diseño del refuerzo longitudinal del pedestal, es muy
aproximado, y tiene en cuenta las solicitaciones de carga crítica, los esfuerzos,
tipo y dirección, que las cargas le imponen al pedestal.
El pedestal es una columna solicitada en una condición a flexo tracción biaxial y
en otra a flexo compresión biaxial; el resultado del diseño es evaluar el refuerzo
necesario, en la sección transversal más crítica, para la condición más severa,
para absorber adecuadamente los esfuerzos a los que el elemento está solicitado.
El área de refuerzo necesaria se distribuye uniformemente en las cuatro caras del
pedestal.
Φ  igual a 0,90, es aplicable elementos sometidos solamente a tracción axial con
o sin flexión, se aclara que para elementos sometidos a compresión con o sin
flexión axial y para el caso de columnas como el pedestal Φ es igual a 0,70.
A continuación se realiza la verificación de:
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 24 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
6.2.3.1.
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
ACERO SUMINISTRADO PARA ATENDER FLEXO TRACCIÓN
En el caso de flexo-tracción se considera que el concreto no trabaja
(consideración más desfavorable) y todo el aporte lo realiza el acero de refuerzo:
A:
Lado del pedestal
[m]
Rec.: Recubrimiento
[m]
As:
[m2]
Área por varilla
: Área de refuerzo total del pedestal:
S:
Modulo de sección del área requerida de acero:
n:
cantidad de varillas múltiplos de cuatro ( 4,8,12,16….)
[m2]
Reemplazando el modulo de sección S en la formula anterior, se encuentra el
área de acero necesaria para resistir las solicitaciones de flexo-tracción:
Tu max: Tensión actuante ultima.
[kN]
A:
[m]
Lado del pedestal
Rec.: Recubrimiento
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
[m]
Página 25 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
Momento último (Mu) del pedestal:
Figura 8. Distribución de esfuerzos en el pedestal.
MTux,y=FTux, y*(D+AST) – Tu max*(D+AST)*m
MTux,y=FTux, y*(D+AST) – Cu max*(D+AST)*m
FTux,y , FCux,y= cargas de diseño horizontales producida por cargas externas
(condición Tracción o Compresión).
MTu x,y = Momento ultimo generado por las cargas horizontales de diseño en X,
Y de la condición de tracción.
MCu x,y = Momento ultimo generado por las cargas horizontales de diseño en X,
Y de la condición.
6.2.3.2.
ACERO SUMINISTRADO PARA ATENDER FLEXO-COMPRESIÓN
En la sección controlada por compresión, la capacidad o carga de diseño a la falla
estará dada por:
Para los miembros sometidos simultáneamente a esfuerzo de compresión axial y a
esfuerzos de flexión, deben estar diseñados de manera que satisfagan las
condiciones siguientes:
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 26 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
Para Flexo- compresión
Si
entonces:
Si no
En donde:
As’ = Área del refuerzo a compresión.
Las variables restantes tendrán la misma nomenclatura utilizada en la expresión
para la selección controlada por tracción.
Para el diseño de refuerzo a cortante se despreciará el esfuerzo resistente a
cortante del concreto y se supondrá que el esfuerzo resistente del acero recibirá la
totalidad del esfuerzo cortante.
La expresión para el cálculo de la separación de estribos es la siguiente:
S = Φ Av*fy*d’/Vu
Donde:
Vu = Fuerza cortante ultima (Máxima fuerza horizontal de diseño debido a cargas
externas)
[kN]
d’ = Altura efectiva del pedestal
[m]
Av = Área del refuerzo para atender cortante
[m]
El refuerzo transversal tendrá un espaciamiento máximo entre estribos que no
podrá exceder: (1) 8 diámetros de la varilla longitudinal confinada más pequeña,
(2) 24 diámetros de la varilla confinante, (3) la mitad de la menor dimensión de la
sección transversal de la columna. Además el primer estribo debe estar a no más
de 5 cm. de la cara de la junta:
- 8db de las barras longitudinales. (db = diámetro de la varilla longitudinal)
- 24*diámetros de la varilla confinante.
- La menor entre la mitad de las dimensiones de la sección transversal.
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 27 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
7. PARÁMETROS DEL SUELO
Según el ANEXO 1. Estudio de Suelos para el cruce del rio Guayuriba, para el río
Guayuriba se realizó una perforación exploratoria, para la cual se obtuvieron los
siguientes parámetros de resistencia y con los cuales fueron realizados los
diseños:
Tabla 7.Parámetros generales del suelo de fundación.
Adicionalmente, en el estudio de suelos se presentan los valores necesarios para
realizar el cálculo de los coeficientes de Balastro que se usan como las constantes
de resortes en el método de Broms, los cálculos del parámetro se muestran en el
anexo 4. Dichos cálculos se basan en ecuaciones de líneas de tendencia de los
coeficientes que ha suministrado el estudio de suelos.
8. MATERIALES
Los siguientes son los materiales que se deben usar en la construcción de los
pilotes según el resultado del diseño.
CONCRETO: En todos los elementos de las estructuras se deberá emplear
concreto de f'c= 21 MPa. El concreto utilizado se ajustará a lo indicado en el
Reglamento Colombiano de Construcción Sismo Resistente NSR-10.
ACERO DE REFUERZO: El acero no tensionado deberá tener una Resistencia a
la rotura de fy = 420 MPa para los diámetros iguales o mayores a No.3. El acero
deberá cumplir con lo especificado en el Reglamento Colombiano de Construcción
Sismo Resistente NSR-10.
9. RESULTADOS
Se empleará un pilote por pata con diámetro de 1.0m para las torres T-16 y T-17;
los cuales trabajarán sin empotramiento lateral en la altura establecida de
socavación por el estudio correspondiente. El diámetro se calculó teniendo en
cuenta que el pilote solo trabaja por punta y siguiendo la recomendación
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 28 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
presentada en el estudio de suelos. Los pilotes estarán enlazados con vigas de
amarre de sección rectangular de 0,85 m x 0,70 m.
La profundidad de los pilotes en el Cruce del río Meta será de 6.0 m con un
empotramiento de 2.0 m para la torre 16 y la torre 17. La profundidad de los pilotes
se mide desde la superficie actual y la profundidad de empotramiento se mide
desde la línea de socavación máxima. La profundidad embebida mínima de los
pilotes es de 2.0 m y está definida de acuerdo al estudio de suelos teniendo en
cuenta el estrato de soporte de los mismos y la profundidad de socavación.
Para la torre 18 se emplearán zapatas en cada una de las patas debido a que la
cota de terreno está aproximadamente 18 m por encima del nivel del río de tal
manera que existe una menor exposición de ésta torre a la acción de la
socavación y demás afectaciones generadas por la corriente de agua.
10. DOCUMENTOS DE REFERENCIA
(1) Tarun Naik. Foundations Subjected to Uplift and lateral load. Design of
Transmission Line Structures and Foundations Course. Wisconsin Milwaukee
University.
(2) Meyerhof and Adams. The Ultimate Uplift Capacity of Foundations. Canadian
Geotechnical Journal Vol. V No. 4 November 1968.
(3) Berzantsev. V. Load Bearing Capacity and Deformation of Piled Foundations Proceedings of 5th International Conference, Paris, Vol. 2, 1961.
(4) Littlejohn, G.S. and Bruce D.A. - Rock anchors - Design and Quality Control
Proceedings of the Sixteenth Symposium of Rock Mechanics. September 22 - 24,
1975.
(5) U.S. Bureau of Reclamation - Transmission Structures.
(6) BS CP 110, Part 1 - The Structural Use of Concrete.
(7) IEEE Power Engineering Society. 691TM IEE Guide for Transmission Structure
Foundation Design and Testing.
(8) ACI Committee 318 Structural Building Code. Building Code Requirements For
structural Concrete and Commentary (ACI318m-05).
(9) Estudio de socavación Cruce Línea Transmisión Ocoa-Guamal a 115 kV sobre
el Río Guayuriba – Meta
(10) 00-CIR-PEL-LT-05-EST-DO-EST-DO-0001 Estudio Complementario de Suelos del
Río Guayuriba
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 29 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
11. ANEXOS
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 30 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
11.1. ESTUDIO DE SUELOS DEL RIO GUAYURIBA
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 31 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
11.2. ESTUDIO DE SOCAVACIÓN DEL RIO GUAYURIBA
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 32 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
11.3. FUERZAS HIDRODINÁMICAS SOBRE LA CIMENTACIÓN
SOCAVADA
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 33 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
11.4. REACCIONES DE LA TORRE AE
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 34 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
REACCIONES DE LA TORRE PARA EN CONDICIÓN NORMAL
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 35 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 36 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 37 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 38 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 39 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
REACCIONES CALCULADAS TENIENDO EN CUENTA LAS FUERZAS DE
VIENTO REDUCIDAS
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 40 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 41 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 42 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 43 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 44 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
Para tener en cuenta las fuerzas hidrodinámicas y según la figura 1, se generan
los siguientes momentos debidos a las fuerzas hidrodinámicas actuando sobre los
elementos estructurales de pila, pedestal y viga.
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 45 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
11.5. PREDIMENSIONAMIENTO DE LOS PILOTES
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 46 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
PREDIMENSDIONAMIENTO DE PILOTES PARA LA CONDICIÓN NORMAL
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 47 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
PREDIMENSIONAMIENTO DE PILOTES PARA CONDICIÓN EXTREMA
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 48 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
11.6. COEFICIENTE DE BALASTO DEL SUELO
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 49 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
Ecuaciones de
regresión para
los coeficientes
de balastro.
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 50 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 51 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
C
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 52 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
11.7. ANÁLISIS ESTRUCTURAL DE PILOTES Y VIGAS
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 53 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
VERIFICACIÓN DE PILOTES ANTE CARGAS HORIZONTALES (cargas trabajo)
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 54 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 55 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 56 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
ANÁLISIS ESTRUCTURAL DE PILOTES (Cargas de diseño)
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 57 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 58 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 59 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
HOJA DE CALCULO CONJUNTO VIGAS DE AMARRE Y PILOTES P2
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 60 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
HOJA DE CALCULO CONJUNTO VIGAS DE AMARRE Y PILOTES P4
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 61 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
HOJA DE CALCULO CONJUNTO VIGAS DE AMARRE Y PILOTES P2
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 62 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
HOJA DE CALCULO CONJUNTO VIGAS DE AMARRE Y PILOTES P2
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 63 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
11.8. ANÁLISIS ESTRUCTURAL DE LAS VIGAS
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 64 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
HOJA DE CALCULO CONJUNTO VIGAS DE AMARRE Y PILOTES V3
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 65 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
HOJA DE CALCULO CONJUNTO VIGAS DE AMARRE Y PILOTES V3
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 66 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
11.9. DISEÑO DE LOS PILOTES Y CURVA DE INTERACCIÓN
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 67 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 68 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
11.10. DISEÑO DE LAS VIGAS DE AMARRE
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 69 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 70 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 71 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
11.11. DISEÑO DE PEDESTALES
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 72 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 73 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
11.12. DISEÑO DE ZAPATA
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 74 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 75 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 76 de 80
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
11.13. CIMENTACIÓN EN PILA- VIGAS DE AMARRE, TORRES 16 Y 17
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 77 de 80
DISEÑO LÍNEA DE TRANSMISIÓN A 115 kV
ENTRE S.E. OCOA, S.E. GUAMAL Y S.E. SAN FERNANDO
TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES
(CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)
11.14. CIMENTACIÓNEN ZAPATAS, TORRE 18
750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba
Página 79 de 80
DISEÑO LÍNEA DE TRANSMISIÓN A 115 kPa
ENTRE S.E. OCOA, S.E. GUAMAL Y S.E. SAN FERNANDO