memoria de cálculo vivienda multifamiliar.pdf

8/17/2019 Memoria de cálculo vivienda multifamiliar.pdf

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Av. Francisco de Miranda, Chacao, Torre INAVI, piso 16, Caracas-Venezuela Código Postal 1010Teléfonos: 206.91.00/206.91.01, Fax: 262.04.69, E-mail: [email protected]

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INIDICE

1. GENERAL .............................................................................................................. 2

2. ACCIONES SOBRE LA ESTRUCTURA ................................................................ 6

3. MODELO MATEMÁTICO .................................................................................... 10

4. ANALISIS SÍSMICO DE LA ESTRUCTURA (COVENIN 1756 – 2001) ............... 17

5. DISEÑO ESTRUCTURAL.................................................................................... 25

6. DISEÑO DE CONEXIONES ................................................................................ 48

7. OBRAS DE FUNDACION .................................................................................... 65


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1. GENERAL

1.1. ALCANCEEl Alcance de este trabajo comprende la evaluación de las cargas, el análisis y diseño de la estructurametálica y su sistema de fundaciones, correspondiente al prototipo de viviendas multifamiliares VUM 03, delproyecto habitacional Las Fuentes. El cual formará parte del plan presidencial de viviendas para laemergencia 2011 – 2012.

1.2. CÓDIGOS Y NORMAS APLICABLES

El análisis y diseño de la estructura se realizo conforme a lo especificado en las siguientes normas ycogidos de diseño:

COVENIN-MINDUR2002 -1988

"Criterios y Acciones Mínimas para el Proyecto de Edificaciones".

COVENIN-MINDUR1756 -2001

"Edificaciones sismorresistentes".

COVENIN-MINDUR

1618:1998

“Estructuras de acero para edificaciones. Método de los estadoslímites”

FONDONORMA1756:2006

“Proyecto y construcción de obras en concreto estructural”

ICC / IBC - 2003 “International Building Code”

ANSI / AISC 360 - 05 “Specification for Structural Steel Buildings”

ANSI / AISC 341 - 05 “Seismic Provisions for Structural Steel Buildings”

ANSI/AISC 358 - 05 “Prequalified Connections for Special and Intermediate Steel

Moment Frames for Seismic Applications”AWS D1.1 - 04 “Structural Welding Code”

ACI 318 - 08 “Building code Requirements for Structural Concrete andCommentary”


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1.3. UNIDADES DE MEDICIÓN:

Medida UnidadLongitud m, mm

Área m², mm², cm²Volumen mFuerza kgf, tonDensidad kgf/mPresión Kgf/m², Kgf/cm²

1.4. PROPIEDADES DE LOS MATERIALES:

Elementos de acero estructural

ELEMENTO Designación Fy Kgf/cm2

Fu Kgf/cm2

Ry Rt

Perfiles ECO ASTM – A500 Gr. C 3240 4360 1.4 1.3

Perfiles HEA ASTM – A 36 2530 4080 1.5 1.2

Perfiles HEB ASTM – A 36 2530 4080 1.5 1.2

Perfiles VP ASTM – A 36 2530 4080 1.5 1.2

Planchas ASTM – A36 2530 4080 1.3 1.2

Pernos de unión

Tipo de pernosTracción

Corte en conexióntipo aplastamiento

Factor de resistencia

Ft (Kgf/cm2) Fv (Kgf/cm2)

A 325 - N 6330 3370 A 325 - X 6330 4220

Barras de anclaje, ASTM A 193 Gr. B7: Fu = 8788 Kgf/cm2

Concreto en losas y fundaciones: F’c = 250 Kgf/cm2

Acero de refuerzo en fundaciones: Fy = 4200 Kgf/cm2

Acero de refuerzo tipo malla electro soldada: Fy = 5000 Kgf/cm2

Electrodo según designación del AWS: E7018


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1.5. CRITERIOS DE ANALISIS

Para el análisis estructural se ha empleado un modelo matemático espacial de la estructuración propuestacon el software ETABS.

Los efectos de las acciones sísmicas se han analizado suponiendo un comportamiento elástico lineal de laestructura y mediante un análisis dinámico espacial de superposición modal con diafragma flexible. Lasuposición de diafragmas flexibles en la edificación se basa en que las plantas de la misma presentanaberturas o vacíos con un área mayor al 20% del área bruta de dichas plantas, lo que representa unadiscontinuidad importante en la rigidez de los diafragmas de piso.

La estructura se ha analizado bajo la acción de dos componentes sísmicas horizontales actuando segúndos direcciones ortogonales correspondientes a los planos resistentes significativos de la edificación.Tomando en cuenta los efectos alternantes de la componente sísmica vertical y la torsión en planta.

La combinación direccional de las acciones sísmicas se ha llevado a cabo mediante el método SRSS, esdecir, la raíz cuadrada de la suma de los cuadrados de las máximas respuestas correspondientes a cadadirección del sismo, de acuerdo a lo establecido en (COVENIN 1756-2001 art. 8.6.a.).

La combinación modal, en el análisis dinámico, se ha llevado a cabo mediante el método CQC(Combinación Cuadrática Completa), el cual toma en cuenta el acoplamiento entre modos de frecuenciascercanas.

1.6. CRITERIOS DE DISEÑO Y ESTRUCTURACIÓNEn vista de que se trata de una estructura de acero, de cinco niveles más techo, con aproximadamente 17.2m de altura y ubicada en zona de alto riesgo sísmico, se ha considerado un nivel de diseño tres “ND3”, deacuerdo a lo especificado en la sección 6.2 de la norma COVENIN 1756-2001.

En función de la geometría y arquitectura de la edificación, se han proyectado dos planos resistentesortogonalmente, conformados por pórticos especiales con arriostramientos concéntricos (SCBF), encombinación con pórticos especiales resistentes a momento (SMF) en algunos vanos de la edificación,conformando así un sistema dual. (Estructura tipo II). En función del tipo de estructuración propuesto, del

nivel de diseño especificado y en base a las irregularidades descritas en la sección anterior, se handiseñado los elementos fusibles de la estructura con base en un factor de reducción de respuesta igual a R= 4,5. La estructura se ha diseñado siguiendo los requerimientos sismorresistentes normativos para el tipode estructuración proyectado a fin de cumplir con el nivel de diseño especificado.


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018.0

1 ii

i

hh

en

R

2

1

1.6.1. CRITERIOS PARA EL CONTROL DE DEFLEXIONES Y DESPLAZAMIENTOS

Flechas:

Para condiciones de servicio se verifican las flechas de acuerdo a los siguientes parámetros:

Por cargas permanentes y cargas de construcción L/180 < 2cm

Por cargas variables L/360

Por cargas permanentes + cargas variables L/240

Valores límites para las derivas:

Para las fuerzas sísmicas de diseño, incluyendo los efectos translacionales y de torsión en planta, se

verifica que los desplazamientos relativos en cada nivel cumplan con los valores normativosespecificados en la norma COVENIN 1756-2001, capitulo 10, sección 10.2. Con la finalidad de limitarlos daños en los elementos no estructurales, como consecuencia de desplazamientos lateralesexcesivos.

Donde:

1iii Deriva o diferencia de los desplazamientos laterales totales entre dosniveles consecutivos.

1ii hh Separación entre niveles consecutivos.

Separaciones mínimas entre edificaciones contiguas:

Donde:

en Máximo desplazamiento lateral elástico del nivel analizado en la dirección considerada,pero no menor a 3.5 cm en los primeros 6 metros más el cuatro por mil de la alturaque exceda esta última.

180 eieii R.


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2. ACCIONES SOBRE LA ESTRUCTURA

2.1. DEFINICIÓN DE CARGAS

2.1.1. Casos Básicos de Cargas

CP = Cargas Permanentes

CV = Cargas Variables

CVt = Cargas Variables en Techos

SH = Acción sísmica horizontal, resultante de la combinación direccional y latorsión accidental.

2.1.2. Hipótesis de solicitaciones para el estado límite de agotamiento resistente

U1 = 1.40 CP

U2 = 1.20 CP + 1.60 (CV + CVs) + 0.50 CVt

U3 = 1.20 CP + 0.50 (CV + CVs) + 1.60 CVt

U4 = (1.20 + 0.20 αβ Ao) CP + f1CV ± SH

U5 = (0.90 - 0.20 αβ Ao) CP ± SH

f1 = 0.25 (Factor de participación de las cargas variables)

El termino (0.20αβ Ao) representa la componente vertical de la acción sísmica como se define más

adelante en la sección 2.2.3.

2.1.3. Hipótesis de solicitaciones especiales para el diseño sismorresistente

SD1 = (1.20 + 0.20 αβ Ao) CP + f1CV ±Ω0 SH

SD2 = (0.90 - 0.20 αβ Ao) CP ± Ω0 SH

Ω0 = 2.5 (Factor de sobrerresistencia estructural para pórticos duales entre SCBF y SMF)

2.1.4. Combinaciones de cargas en servicio. S1 = CP

S2 = CP + CV + CVt

S3 = 1.1 CP + CV ± SH

S4 = 1.1 CP ± SH


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2.2. PARAMETROS SISMOLÓGICOS DE LA EDIFICACIÓN

La clasificación de la estructura en función de los parámetros sismológicos vigentes de la Norma1756:2001 es la siguiente:

Estructura TIPO II, en dos direcciones ortogonales. Grupo B2. Zona sísmica 5 (Ao = 0.30;α = 1; R = 4.5). Suelo tipo S2; φ = 0.90. Nivel de diseño ND3.

2.3. ANÁLSIS DE CARGAS

2.3.1. Cargas Gravitacionales (COVENIN MINDUR 2002 – 1988)

AreasPrivadas

AreasPúblicas

Salon defiestas

Área decultivos

CARGAS VARIABLESEn etapa constructiva (2) 100 100 100 100 100 ------

En etapa de servicio 175 300 500 300 100 300

CARGAS PERMANENTES (1)

Peso losa SIGALDECK, e = 9 cm. 160 160 160 160 160 ------ Baldosas sobre mortero de 3cm 80 80 80 ------ ------ 80 Cielso razos colgantes 20 20 20 20 20 ------ Bandejas de cultivo + Tierra fertil húmeda ------ 150 Manto asfáltico hasta 3 capas de espes or 4mm ------ ------ ------ 10 10 ------ Pendiente de Piso ------ 100 100 Peldaños tipo graveuca e = 5 cm ------ ------ ------ ------ ------ 125 Tabiquería (3) 150 150 150 ------ ------ ------

TOTAL CARGA PERMANENTE = 410 410 410 440 290 205

Nivel Tipo (Kgf/m2)CLASIFICACIÓN

AMBIENTE DE LA EDIFICACIÓN

Escaleras(Kgf/m2)

Nivel Techo(Kgf/m2)

Nivel Terraza (Kgf/m2)

Notas:(1)-

(2)-

(3)- Adicionalmente, se colocará una carga directa sobre las vigas de 570 Kgf/m .

Las cargas variables definidas para la etapa constructiva tienen efecto para el dieño de las vigas queposteriormente han de trabajar en acción mixta con la losa de concreto una vez que es te haya fraguado. Enesta etapa se diseñan dichas vigas para resis tir, sin la contribución del concreto, las cargas impuestasdurante la construcción.

El programa toma en cuenta el peso de los perfiles estructurales en el modelo matemático definido, por estarazón no s e incluyen en el análisis de cargas.


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2.3.2. Acciones Sísmicas, espectro de diseño (COVENIN MINDUR 1756 – 2001)

ZONIFICACIÓN SISMICA (CAPÍTULO 4):

Zona Sísmica de acuerdo al Mapa de Zonificación: Figura 4.1 y Tabla 4.2 = 5

ZONA SÍSMICA01234567

Coeficiente de aceleración horizontal: A0 = 0,30

FORMA ESPECTRAL Y FACTOR DE CORRECCION (CAP TULO 5):

Forma espectral: S2 Factor de corrección: φ = 0,90 ( Según estudio de suelos )

> 500 - S1 0,85 S1 1,00< 30 S1 0,85 S1 1,00

30 - 50 S2 0,80 S2 0,90> 50 S3 0,70 S2 0,90< 15 S1 0,80 S1 1,00

15 - 50 S2 0,80 S2 0,90> 50 S3 0,75 S2 0,90

50 S3 0,70 S2 0,95> 50 S3 (a) 0,70 S3 0,75

15 S3 0,70 S2 0,90> 15 S3 (a) 0,70 S3 0,80

- H1 S2 (c) 0,65 S2 0,70

(a) Si Ao 0.15, úsese S4(b) El espesor de los estratos blandos o sueltos (Vs < 170 m/s) debe ser mayor que 0,1 H.(c) Si H1 0,25 H y Ao 0,20 úsese S3

CLASIFICACIÓN DE LA EDIFICACIÓN (CAPÍTULO 6):- Según el nivel de diseño (Artículo 6.2):

- Según el uso (Articulo 6.1): Nivel de diseño ND3

Grupo al que pertenece la edificac ión = B2 - Según el tipo de estructura (Artículo 6.3):

En dirección X TIPO II En dirección Y TIPO II

GRUPO A - Factor de reducción de respuesta (Artículo 6.4): B1 B2 R = 4,50

NO 1,00 Factor de reducción de respuesta corregido, R

VALORES DE A0TABLA 4.1

A0-

PELIGRO SÍSMICO

Bajo0,150,1

TABLA 5.1

Zona sismica 1 y 4 Zona sismica 5 y 7H (m)

0,250,2

Suelo duros o densos

Roca blanda o meteorizada y suelos muyduros o muy densos

Intermedio

< 170

4,50

Formaespectral

Elevado

Material

0,3

Vsp (m/s)

> 400

Roca sana / fracturada

0,350,4

170 - 250

250 - 400

FORMA ESPECTRAL Y FACTOR DE CORRECCIÓNφ

1,301,151,00

FACTOR DE IMPORTANCIATABLA 6.1

Formaespectral

Suelos blandos o sueltos(b) intercaladoscon suelos mas rigidos

Suelos blandos / sueltos

Suelos firmes / medios densos

¿Minorar el Factor de Reducción de Respuesta?

Figura 4.1Mapa de zonificación Sísmica


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ESPECTRO DE DISEÑO (CAPÍTULO 7):

T* (s) ρ0,4 2,4 1,00,7 2,6 1,01,0 2,8 1,01,3 3,0 0,8

T* = 0,7 sPara forma espectral S2 2,6

ρ = 1,0

CASO T+ (s)R < 5 0.1 (R-1) T+ ≥ 0.25 T*R ≥ 5 0,4 T+ = 0,350

COMPONENTE VERTICAL DEL SISMO

Para estimar la componente sismica vertical, se adopta el criterio de la norma COVENIN 1756-2001, de incluir dichos efectos estaticamente a la componente sismica horizontal "SH" como una fracción de la carga permante "CP", como se indica a continuación:

S = SH ± 0.30 x 2/3 x Ao CP = SH ± 0,20 Ao CP

El coeficiente sismico vertical a ser multiplicado por la carga permanente CP, es = 0,1404

S2

TABLA 7.1VALORES DE T* , , p

FORMA ESPECTRAL

VALORES DE T+TABLA 7.2

S3

S1

S4

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,5 6,0

A c e l e r a c

i ó n

A d

Período T (s)

ESPECTRO DE DISEÑOPARA LA COMPONENTE SISMICA HORIZONTAL

11

110

RT

T

T

T A

Ad c

*T T

*T T T

T T

R

A Ad 0

P

T T

R

A Ad

*0


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3. MODELO MATEMÁTICO

3.1. CONSIDERACIONES GENERALES DE MODELACION ESTRUCTURAL

Se realizó un modelo tridimensional mediante elsoftware de análisis y diseño estructural “ETABSV9.7.2”, donde se han empleado elementoslineales tipo “frame” de dos juntas para idealizar lasvigas, arriostramientos y columnas, mientras quelas losas de entrepiso y techo se han modeladomediante objetos de área tipo “membrana”. Elanálisis elástico lineal de la estructura se realiza apartir de la matriz de rigidez de cada uno de loselementos lineales y de área aplicando el métodode elementos finitos.

Las acciones gravitacionales sobre la estructura,permanentes y variables, se han modelado comocargas uniformemente distribuidas por unidad deárea (Kgf/m2) en las losas, y por unidad de longitud(Kgf/m) en las vigas perimetrales de la edificación.

Por otra parte la componente horizontal de la acción sísmica se obtiene a través del espectro de diseñodescrito en la sección 2.3.2; considerando diafragmas flexibles en los entrepisos debido a las razonesdescritas en la sección 1.5. La componente vertical del sismo se ha incorporado de manera estática comouna fracción de la carga permanente al incorporar en las combinaciones de diseño el coeficiente sísmicovertical descrito en 2.1.2 y 2.3.2.

Con respecto a los vínculos de la estructura, en el modelo se han considerado apoyos rígidos en las basesde las columnas, diseñándose posteriormente dichas bases para garantizar esta condición.

Los arriostramientos se han modelado articulados en sus extremos, lo cual es una suposición válida en

sistemas de arriostramientos concéntricos independientemente del tipo de conexión empleado. Lascondiciones de borde las vigas se han modelado según el tipo de conexión empleada (de corte o demomento tipo FR).


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3.2. VISTAS EN PLANTA

- Nivel tipo (ELEV. +3.00 y ELEV. +8.60)

LOSA MIXTA DE ESPESOR t=9 cm.CON ENCOFRADO COLABORANTETIPO SIGALDECK 1.5", CALIBRE 22.

COLUMNASPERIMETRALES: HEB 240

EN GENERALCORREAS: VP 160x16.4

SOPORTE LATERAL:VP 160x16.4

COLUMNASINTERNAS: HEA 220


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- Nivel tipo (ELEV. +5.80 y ELEV. +11.40)


EN GENERALCORREAS: VP 160x16.4 SOPORTE LATERAL:VP 160x16.4




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- Nivel terraza (ELEV. +14.20)

LOSA MIXTA DE ESPESOR t=9 cm.CON ENCOFRADO COLABORANTE

TIPO SIGALDECK 1.5", CALIBRE 22.

EN GENERALCORREAS: VP 180x17.7 SOPORTE LATERAL:VP 160x16.4




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- Nivel techo (ELEV. +17.20)

- Sección de las losas de entrepiso y techo


COLUMNASINTERANAS: HEA 220

COLUMNASEXTERNAS: HEB240


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3.3. ELEVACIONES

- Pórticos según ejes 1 y 8

Pórticos según ejes A y D

ARRIOSTRAMIENTOS:ECO 127x6

COLUMNAS:HEB 240

VIGAS COLECTORAS:VP 250x29.4

VIGAS: VP 250x29.4

ARRIOST.:ECO ɸ127x6

ARRIOST. ENTECHO:ECO 127x3

COLUMNAS:HEB 240

VIGAS COLECTORAS:VP 250x29.4

VIGAS SECCIONMIXTA:VP 200x24.1

VIGAS:VP 250x29.4


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Pórticos según ejes A y D

COLUMNAS:HEA 220

VIGAS SECCIONMIXTA:VP 200x24.1


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4. ANALISIS SÍSMICO DE LA ESTRUCTURA (COVENIN 1756 – 2001)

4.1. FORMAS MODALES PRINCIPALES DE LA ESTRUCTURA

Translacional en dirección X

Translacional en dirección Y

Torsional (rotación alrededor de Z)

Modo 2: UYPeriodo: 0.58 sFrecuencia: 1.74 HzParticipación: 76.97%

Modo 1: UXPeriodo: 0.74 sFrecuencia: 1.35 HzParticipación: 80.62%

Modo 3: RZPeriodo: 0.40 s

Frecuencia: 2.49 HzParticipación: 81.10 %


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4.2. PERÍODOS, FRECUENCIAS Y MASAS PARTICIPATIVAS

M O D A L P E R I O D S A N D F R E Q U E N C I E S

MODE PERI OD FREQUENCY CI RCULAR FREQ NUMBER ( TI ME) ( CYCLES/ TI ME) ( RADI ANS/ TI ME)

Mode 1 0, 73933 1, 35257 8, 49846 Mode 2 0, 58328 1, 71444 10, 77214 Mode 3 0, 40002 2, 49986 15, 70711 Mode 4 0, 30533 3, 27513 20, 57824 Mode 5 0, 23709 4, 21780 26, 50124 Mode 6 0, 18031 5, 54599 34, 84649 Mode 7 0, 13725 7, 28592 45, 77877 Mode 8 0, 13521 7, 39578 46, 46905 Mode 9 0, 11633 8, 59601 54, 01031 Mode 10 0, 10844 9, 22199 57, 94347 Mode 11 0, 09184 10, 88857 68, 41493 Mode 12 0, 09024 11, 08186 69, 62935 Mode 13 0, 08787 11, 38050 71, 50581 Mode 14 0, 07947 12, 58294 79, 06097 Mode 15 0, 07669 13, 04004 81, 93300 Mode 16 0, 07404 13, 50694 84, 86662 Mode 17 0, 07328 13, 64569 85, 73837 Mode 18 0, 06954 14, 38053 90, 35553

M O D A L P A R T I C I P A T I N G M A S S R A T I O S

MODE X- TRANS Y- TRANS Z- TRANS RX- ROTN RY- ROTN RZ- ROTN

NUMBER %MASS %MASS %MASS %MASS %MASS %MASS Mode 1 80, 62 < 81> 0, 00 < 0> 0, 00 < 0> 0, 00 < 0> 99, 85 0, 00 < 0> Mode 2 0, 00 < 81> 76, 97 < 77> 0, 00 < 0> 99, 15 < 99> 0, 00 0, 00 < 0> Mode 3 0, 00 < 81> 0, 00 < 77> 0, 00 < 0> 0, 00 < 99> 0, 00 81, 10 < 81> Mode 4 0, 00 < 81> 6, 69 < 84> 0, 00 < 0> 0, 73 0, 00 0, 00 < 81> Mode 5 14, 00 < 95> 0, 00 < 84> 0, 00 < 0> 0, 00 0, 00 0, 00 < 81> Mode 6 0, 00 < 95> 12, 10 < 96> 0, 00 < 0> 0, 00 0, 00 0, 00 < 81> Mode 7 2, 92 < 98> 0, 00 < 96> 0, 00 < 0> 0, 00 0, 12 0, 00 < 81> Mode 8 0, 00 < 98> 0, 00 < 96> 0, 00 < 0> 0, 00 0, 00 13, 90 < 95> Mode 9 0, 00 < 98> 2, 84 < 99> 0, 00 < 0> 0, 09 0, 00 0, 00 < 95> Mode 10 1, 22 < 99> 0, 00 < 99> 0, 00 < 0> 0, 00 0, 01 0, 00 < 95> Mode 11 0, 00 < 99> 0, 79 < 99> 0, 00 < 0> 0, 00 0, 00 0, 00 < 95> Mode 12 0, 00 < 99> 0, 00 < 99> 0, 00 < 0> 0, 00 0, 00 1, 97 < 97> Mode 13 0, 91 0, 00 < 99> 0, 00 < 0> 0, 00 0, 00 0, 00 < 97> Mode 14 0, 00 0, 24 0, 00 < 0> 0, 01 0, 00 0, 00 < 97> Mode 15 0, 00 0, 00 0, 00 < 0> 0, 00 0, 00 0, 56 < 98> Mode 16 0, 00 0, 00 0, 00 < 0> 0, 00 0, 00 0, 47 < 98> Mode 17 0, 30 0, 00 0, 00 < 0> 0, 00 0, 00 0, 00 < 98> Mode 18 0, 00 0, 00 0, 00 < 0> 0, 00 0, 00 1, 07 < 99>

Se debe verificar que la sumatoria de las masas participativas en cada una de las direcciones de análisisexceda el 90% de la masa total de la edificación de acuerdo a lo establecido en COVENIN 1756:2001.

Como se puede observar en la tabla, se verifica que la sumatoria de las masas participativas supera el90% de la masa total en cada una de las direcciones de análisis.

El número de modos de vibración asumido inicialmente (18), es adecuado para el análisis.


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4.3. CENTROS DE MASA Y CENTROS DE RIGIDEZ

C E N T E R S O F C U M U L A T I E M A S S & C E N T E R S O R R I G I D I T Y

STORY DI APHRAGM / - - - - - - - - - - CENTER OF MASS- - - - - - - - - - / / - - CENTER OF RI GI DI TY- - / LEVEL NAME MASS ORDI NATE- X ORDI NATE- Y ORDI NATE- X ORDI NATE- Y T. O. S. +17. 2 D1 3, 439E+03 10, 500 7, 200 10, 500 7, 200

T. O. S. +14. 2 D1 2, 052E+04 10, 509 7, 214 10, 500 7, 200 T. O. S. +11. 4 D1 4, 040E+04 10, 507 7, 207 10, 500 7, 200 T. O. S. +8. 60 D1 6, 027E+04 10, 507 7, 204 10, 500 7, 200 T. O. S. +5. 80 D1 8, 015E+04 10, 507 7, 203 10, 500 7, 200 T. O. S. +3 D1 1, 000E+05 10, 507 7, 202 10, 500 7, 200

4.4. CORTANTES DE PISO

STORY LOAD P VX VY T MX MY T. O. S. +17. 2 SH 2, 686E- 10 1, 224E+04 1, 379E+04 1, 803E+05 4, 137E+04 3, 671E+04

T. O. S. +14. 2 SH 5, 770E- 10 5, 221E+04 5, 080E+04 7, 155E+05 1, 771E+05 1, 804E+05 T. O. S. +11. 4 SH 3, 136E- 10 8, 589E+04 8, 422E+04 1, 186E+06 4, 104E+05 4, 171E+05 T. O. S. +8. 60 SH 5, 847E- 10 1, 101E+05 1, 071E+05 1, 521E+06 7, 055E+05 7, 170E+05 T. O. S. +5. 80 SH 5, 279E- 10 1, 271E+05 1, 231E+05 1, 761E+06 1, 041E+06 1, 060E+06 T. O. S. +3 SH 4, 057E- 10 1, 365E+05 1, 317E+05 1, 900E+06 1, 423E+06 1, 454E+06

12,24

52,21

85,89

110,07

127,06

136,48

13,79

50,80

84,22

107,11

123,07

131,650

2

4

6

8

10

12

14

16

0 20 40 60 80 100 120 140

A L T U R A ( m )

CORTANTE V (Ton)

CORTANTES DE PISO Y CORTANTE BASAL

VX

VY


20/85


20

4.5. CONTROL DEL CORTANTE BASAL MÍNIMO(COVENIN 1756 – 2001 Cap 9. Art. 9.6. Sec. 9.6.2.1).

- Caracteristicas de la edificación:

Altura de la edificació n = 17,1 m

Número de niveles: N = 6

- Peso sismico de la edificación ''W''

Peso sismico W =

- Coeficiente sismico mínimo (COVENIN 1756 - 2001 Cap 7, Art 7.1)

1,004,00 0,0750,30

- Factor de escalamiento para el espectro en dirección X

Corte basal en dirección al eje X optenido del analisis dinámico de la estructura:

Vox =

Corte basal estático (COVENIN 1756 - 2001, Cap 9, Art. 9.3, Sec 9.3.1):

T* = 0,7 0,420 seg

C t = 0,05 0,673 seg Ad = 0,1755

De la sección 9.3.1, se tomará el mayor valor de μ, entre:

0,875 0,798

V0x* =

Factor de escalamiento para el sismo en dirección X:

1,110 10,886

TIPO II

151455,209 Kg

136482,390 Kg

986277 Kg

R A

Cs o

min

R

o A

1229

4,1 N N

1201

8,0 *T T

aT T 6,1

75.0nt a hC T

2sm

W Ad V x 0

X

X

V

V

0

081,9

0

0

X

X

V

V


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- Factor de escalamiento para e l espectro en dirección Y

Corte basal en dirección al eje Y optenido del analisis dinámico de la estructura:

Voy =

Corte basal estático (COVENIN 1756 - 2001, Cap 9, Art. 9.3, Sec 9.3.1):

T* = 0,7 0,420 seg

C t = 0,05 0,673 seg Ad = 0,1755

De la sección 9.3.1, se tomará el mayor valor de μ, entre:

0,875 0,798

V0y* =

Factor de escalamiento para el sismo en dirección Y:

1,150 11,286

- Verificación del coeficiente sismico mínimo

Mínimo cortante basal de diseño, (Obtenido al aplicar el factor de escalamiento): V0 =

0,154 > 0,075 OK

131650,150 Kg

TIPO II

151455,209 Kg

151455,209 Kg

aT T 6,1

75.0nt a hC T

1229

4,1 N N

1201

8,0 *T T

W Ad V y 0

2sm

minCsW

V o

Y

Y

V

V

0

0 81,90

0

Y

Y

V

V 2sm

Con los factores de escalamiento obtenidos se modifican las ordenadas del espectro de diseño definido en la

sección 2.2.2 para cumplir con el cortante basal mínimo establecido por la norma.


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4.6. DESPLAZAMIENTOS Y DERIVAS

S T O R Y M A X I M U M A N D A V E R A G E L A T E R A L D I S P L A C E M E N T S

STORY LOAD DI R MAXI MUM AVERAGE RATI O

T. O. S. +17. 2 SH X 0, 0351 0, 0348 1, 009 T. O. S. +14. 2 SH X 0, 0307 0, 0303 1, 014 T. O. S. +11. 4 SH X 0, 0257 0, 0253 1, 015 T. O. S. +8. 60 SH X 0, 0195 0, 0192 1, 017 T. O. S. +5. 80 SH X 0, 0126 0, 0124 1, 020 T. O. S. +3 SH X 0, 0056 0, 0055 1, 030 T. O. S. +17. 2 SH Y 0, 0298 0, 0294 1, 011 T. O. S. +14. 2 SH Y 0, 0200 0, 0195 1, 023 T. O. S. +11. 4 SH Y 0, 0163 0, 0158 1, 036 T. O. S. +8. 60 SH Y 0, 0123 0, 0119 1, 031 T. O. S. +5. 80 SH Y 0, 0080 0, 0077 1, 033 T. O. S. +3 SH Y 0, 0034 0, 0033 1, 042

Uni t s : Kgf - m

D I S P L A C E M E N T S A T D I A P H R A G M C E N T E R O F M A S

STORY DI APHRAGM LOAD UX UY RZ

T. O. S. +17. 2 D1 SH 0, 0341 0, 0288 0, 00025 T. O. S. +14. 2 D1 SH 0, 0295 0, 0188 0, 00016 T. O. S. +11. 4 D1 SH 0, 0246 0, 0150 0, 00016 T. O. S. +8. 60 D1 SH 0, 0187 0, 0114 0, 00012 T. O. S. +5. 80 D1 SH 0, 0121 0, 0074 0, 00009 T. O. S. +3 D1 SH 0, 0054 0, 0031 0, 00005

Uni t s : Kgf - m

S T O R Y D R I F T S

STORY DI RECTI ON LOAD MAX DRI FT

T. O. S. +17. 2 Y SH 1/ 264 T. O. S. +14. 2 X SH 1/ 536 T. O. S. +14. 2 Y SH 1/ 706 T. O. S. +11. 4 X SH 1/ 439 T. O. S. +11. 4 Y SH 1/ 669 T. O. S. +8. 60 X SH 1/ 401

T. O. S. +8. 60 Y SH 1/ 647 T. O. S. +5. 80 X SH 1/ 397 T. O. S. +5. 80 Y SH 1/ 605 T. O. S. +3 X SH 1/ 531 T. O. S. +3 Y SH 1/ 880


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4.7. CONTROL DE LOS DESPLAZAMIENTOS (COVENIN 1756 - 2001 Cap. 10)

4.7.1. Verificación de las derivas normativas:

En la sección anterior se muestran las derivas de piso para cada dirección de análisis obtenidos delanálisis sísmico de la estructura, con la finalidad de cumplir con los criterios descritos en la sección1.6.1 de este documento.

DERIVAS INELASTICAS MÁXIMAS DE LA ESTRUCTURA, R = 4,5:

Story Caso de

carga X Y Z δiex/(hi‐hi‐1) δiey/(hi‐hi‐1) δ ix/(hi‐hi‐1) δiy/(hi‐hi‐1)

T.O.S.+17.20 SH 6 4,8 17,20 0,001598 0,0058

T.O.S.+17.20 SH 6 0 17,20 0,003787 0,0136T.O.S.+14.20 SH 12 14,4 14,20 0,001866 0,0067T.O.S.+14.20 SH 12 9,6 14,20 0,001416 0,0051T.O.S.+11.40 SH 10,6 14,4 11,40 0,002277 0,0082T.O.S.+11.40 SH 21 2,4 11,40 0,001494 0,0054T.O.S.+8.60 SH 10,6 14,4 8,60 0,002492 0,0090T.O.S.+8.60 SH 21 7,2 8,60 0,001546 0,0056T.O.S.+5.80 SH 0,925 15,064 5,80 0,002519 0,0091T.O.S.+5.80 SH 21 7,2 5,80 0,001652 0,0059

T.O.S.+3 SH 6 14,4 3,00 0,001882 0,0068T.O.S.+3 SH 21 9,6 3,00 0,001137 0,0041

MAXIMO = 0,0091 0,0136

Deriva Elástica Deriva Inelástica

De la tabla anterior se establece que los desplazamientos laterales están controlados y se mantienendentro de los límites normativos, al tener una deriva máxima de 0,0136 la cual es inferior al valor límitede 0,018.

4.7.2. Separación mínima entre edificaciones colindantes:

Desplazamiento elástico máximo de la estructura en el nivel considerado (T.O.S + 14.10) en la direcciónde análisis (Eje X).

Desplazamiento elástico máximo en el nivel analizado (T.O.S. + 14.2):

Separación mínima (considerando las dos edificaciones).

cmen 07.3

cmcm oooen 786460014200503 ..

cmcmS 90337862

142 ..


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4.8. VERIFICACION DEL COEFICIENTE DE ESTABILIDAD, EFECTO P-∆ (COVENIN 1756 - 2001 Cap. 8, Sec., 8.5)

En cada dirección del análisis se debe verificar el coeficiente de estabilidad θi. Si en algún nivel ocurrieraque θi > θmáx la estructura deberá redimensionarse ya que sería potencialmente inestable. Además, si enalgún nivel se verifica que 0.08 < θi ≤ θmáx se deberán tomar en cuenta los efectos de las cargasgravitacionales actuando sobre la posición desplazada de la estructura hasta el equilibrio (efecto P- ∆).

De acuerdo a la sección 8.5 de la norma COVENIN 1756:2001, el coeficiente de estabilidad se deberácalcular como:

COEFICIENTES DE ESTABILIDAD DE LA ESTRUCTURA

Story δ

eix (mm)

δeiy

(mm)

ΣW j (Kgf) Vix (Kgf) Viy

(Kgf) h i

(m)

(h i ‐ h i‐1)

(m)θ

ix θ

iy

T.O.S.+17.20 0,0046 0,01 35606,05 10627,2 13705,27 17,2 3 0,005 0,009T.O.S.+14.20 0,0049 0,0038 205669,7 48346,48 50193,76 14,2 2,8 0,007 0,006T.O.S.+11.40 0,0059 0,0036 389572,02 81139,63 83611,46 11,4 2,8 0,010 0,006T.O.S.+11.40 0,0125 0,0076 396734,32 81139,63 83611,46 8,6 2,8 0,022 0,013T.O.S.+5.80 0,0067 0,0043 587772,07 105664,21 107533,58 5,8 2,8 0,013 0,008

T.O.S.+3 0,0054 0,0031 970332,51 132451,85 133387,68 3 3 0,013 0,008Máximo = 0,022 0,013

El valor límite “θmáx” para el coeficiente de estabilidad de acuerdo a la norma Venezolana será:

Se verifica que la estructura es estable en ambas direcciones de análisis y además, ya que el máximo valorde θi calculado es menor a 0.08 no es necesario incorporar el efecto P- ∆ en el análisis.

1iii j

N

i jei

i hhV

W

Donde:δei = Diferencia de los desplazamientos laterales elásticos entre dos

niveles consecutivos, en sus respectivos centros de masa.W j = Peso sísmico del nivel j de la edificación.Vi = Cortante de diseño en el nivel i.

139.05.4

625.0max 250

6250.

.max R 139.0022.0 OK


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5. DISEÑO ESTRUCTURAL, (COVENIN 1618-1998, AISC 360-05 Y AISC 341-05)

A continuación se presenta el coeficiente de Suficiencia (Ratio) de cada uno de los elementos (Correas,

Vigas, Arriostramientos y Columnas) que conforman la superestructura. El Coeficiente de Suficienciaexpresa la relación crítica de Demanda/Capacidad en la Interacción de fuerza axial y momentos flectoresactuando simultáneamente, así como las flechas máximas permitidas, debido a ello, en cualquier caso estecoeficiente debe ser igual o menor a 1.00. El diseño de los elementos se ha realizado mediante el métodode los estados límites (LRFD) de acuerdo a los criterios normativos vigentes.

Es importante destacar que previamente, las vigas colectoras de los pórticos con arriostramientosconcéntricos, se han diseñado en función de la máxima capacidad que pueden desarrollar losarriostramientos considerando un factor de sobre-resistencia (Ry) igual a 1.4. Esto con la finalidad depermitir que los arriostramientos puedan disipar la energía en forma adecuada. Por otra parte se ha

verificado la relación columna fuerte – viga débil en los nodos donde existen conexiones a momento.

Para el diseño de los arriostramientos, vigas y correas se han considerado las hipótesis de solicitacionesque se enumeran en la sección 2.1.2 de este documento, mientras que el diseño de las columnas se hahecho a partir de las hipótesis de solicitaciones descritas en 2.1.2 y 2.1.3.

5.1. DISEÑO DE ELEMENTOS (ARRIOSTRAMIENTOS, VIGAS Y COLUMNAS)Pórticos según ejes 1 y 8.


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Pórticos según ejes A y D.

Pórticos según ejes B y C.


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Detalle del diseño para un arriostramiento ECO ɸ127x6


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28

Detalle del diseño para un columna HEB 240


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Detalle del diseño para una viga VP 250x29.4


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Detalle del diseño para una viga VP 180x17.7


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5.2. DISEÑO DEL SISTEMA DE PISO ( CORREAS Y VIGAS EN SECCION MIXTA)

Esquema general de los resultados a presentar:

5.2.1. Nivel Tipo:Resultados para el estado límite de agotamiento resistente.

Ratio (Flexiónetapa final)

Ratio (Flexión etapaconstructiva).

Ratio (Corteetapa final)

Ratio (Corte etapaconstructiva). Ratio (deflexión

carga total)

Ratio (deflexióncarga viva)

ESTADO LÍMITE DE AGOTAMIENTO RESISTENTE ESTADO LÍMITE DE SERVICIO


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Resultados para el estado límite de servicio.

5.2.2. Nivel Terraza:Resultados para el estado límite de agotamiento resistente.


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Resultados para el estado límite de servicio.

5.2.1. Nivel Techo:Estado límite de agotamiento resistente Estado límite de servicio


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Detalle del diseño para el sistema de piso (Nivel tipo, Área comunes o públicas)


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Detalle del diseño para el sistema de piso (Nivel terraza, Salón de fiestas)


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45


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Control de las vibraciones en el sistema de piso

Criterio de análisis según Thomas M. Murray, David E. Allen y Eric E. Ungar.

Design for rhythmic excitation, Chapter 5, Steel design guide series Nº 11 AISCEstudio de la vibración de sistemas de piso producida por actividades rítmicas humanas.

Primera aproximación

Baile junto a cenaao/g = 0,021.- Piso pesado 510 Kgf./m22.- Piso liviano 255 Kgf./m2

Conciertos y eventos deportivosao/g = 0,061.- Piso pesado 510 Kgf./m2

.- so vano g . m

Solo ae róbicsao/g = 0,06

1.- Piso pesado 510 Kgf./m22.- Piso liviano 255 Kgf./m2Ejercicio con saltos maslevantamiento de pesasao/g = 0,021.- Piso pesado 510 Kgf./m22.- Piso liviano 255 Kgf./m2

Peso del sistema de piso 435Interpolación de la frecuenciasegún el peso (tabla 5.3) fn min 7,30 Hz.

Peso que soportan las correas wj = 653 Deflexión de las correas ∆ j = 3,67 mm.

Peso que soportan las vigas wg = 2114 Deflexión de las vigas ∆g = 1,34 mm.

Frecuencia del sistema fn= 7,97 Hz.

Si fn es menor que el fn min se necesita una segunda aproximación de la frecuencia requerida usando la tabla 5.2

Kgf./m

Kgf./m

OK

Kgf./m

33

20

5,5

8,258,25

5

Aplicación del criterio de diseño de la ecuación 5.1 para actividades rítmicasTabla 5.3

Actividad,Aceleración límite,

Frecuencia de lafuerza f (Hz)

20

8,25

663153

530

522267

Peso efectivo de los

Kgf./m 2

6161

9,2

8,8,

1212

6,48,1

275

9,210,6

571316

Frecuencia naturalmínima requerida

Peso total (wt)

Kgf./m 2

8,8

gt jg f n

980618,0 min fn fn


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Segunda aproximación

BailePrimer armónico

Conciertos y eventos deportivosPrimer armónicosegundo armónico

Ejercicio con saltos (aeróbics)Primer armónicoSegundo armónicoTercer armónico

1er armónico fn(req) = Hz.2do armónico fn(req) = Hz.3er armónico fn(req) = Hz.

Pasamos a evaluar la aceleración pico y debe ser menor que la límite (valor dado en la tabla 5.1)

1er armónico ao/g =2do armónico ao/g =3er armónico ao/g =

0,015 N/A N/A

OKN/AN/A

5,30 N/A N/A

1,7

222

1,70,05

1,50,60,1

0,5

0,25153

202020

61

153

8,25

1,5 353

2 2,755,5

ActividadFrecuencia de la fuerza f

(Hz)

3

Peso efectivo de

Kgf./m 2Coeficientedinámico α

Constante K

Tabla 5.2

Estimación de la carga durante eventos rítmicos

1,3

46

1,5

t

pi

oreq w

w

gak

f fn fn

/1)(

t

pi p

w

w

g

a

23,1

t

pi p

w

w

f fng

a

1)/(3,1

2


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6. DISEÑO DE CONEXIONES

6.1. DISEÑO DE PLANCHAS BASE Y BARRAS DE ANCLAJE

Datos preliminares y predimensionado:

a.- Columna:

- Perfil: HEB-240

Altura de la columna: d = Espesor del alma: tw =

Ancho de la columna: bf = Modulo plás tico: Z = Espesor del ala: tf = Altura de piso: H =

- Acero: ASTM - A 36 Esfuerzo cedente: Fy =

b.- Plancha base y rigidizadores:

Longitud de la planch N = Separación máx. Ss = Ancho de la plancha: B = hs1 = ( N - d ) / 2 = Espesor rigidizadores ts = hs2 = ED2 + (Ss/ 2) =

- Acero: ASTM - A 36 Esfuerzo cedente: Fyp =

d.- Pedestal:

Longitud del pedestal: PN = Acero de refuerzo: f y = Ancho del pedestal: PB = Recubrimiento: r'c = Concreto: f'c = 250

c.- Barras de anclaje:

Dist. al borde en X: ED1 = Dist. al borde en Y: ED2 = Área de apoyo: Abrg =

- Acero: A193 Gr B7 Esfuerzo último: Fur =

Esfuerzo cedente: Fyr =

Número de filas de pernos en X: 3 en Y: 3

FILA X1 1702 03 -170

e.- Soldadura:

d.- Definisión de cargas: - Tipo de electrodo: E70XX

Resistencia límite a tracción: FEXX = 4920CASO

CPCVSH

7382

P (Kg)0,000,00

3250,000,00

2860,00

0,00

69702,007423,0024139,00

M (Kg-m)

240 mm17 mm

50 mm

420 mm320 mm13 mm

1200 mm1200 mm

40 mm

32

332 2

20,00

3

1

15,20110,13

321

10 mm

3 m1015,93

4200

2530

110,00 mm90 mm105,00 mm

2530

V (Kg-m)

50 mm

8788

CONFIGURACION DE ANCLA JES EN LA PLANCHA

dr (pulg)15,20

nroddh (mm)

240 mm

nrod. Arod

CASOS BA SICOS DE CARGA

Kg/cm2

Kg/cm2

Kgf/cm2

cm2

X

Y

420 mm

3 2 0 m m HEB-240

hs1

h s

2

S s

ts X1

Kg/cm

cm3

Kg/cm2

L s

hs1

t p

Kg/cm2Pu

Mu

VuKgf/cm2


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Cargas de diseño, según AISC 341-05, Sec. 8.5.

De acuerdo con la sección 8.5. del codigo AISC 341-05, se podrán tomar las menores de las solicitaciones resultantes de los siguientes cas

a) Para desarrollar la capacidad a flexión de la columna:

Ry = 1,5 (Ver tabla I-6-1 de AISC 341-05)

b) Combinaciones de disño incluyendo la acción sísmica ampli ficada:

Combinación critica:1.2CP + γCV + ΩoSH1.2CP + γCV - ΩoSH0.9CP + ΩoSH0.9CP - ΩoSH

Ω0 = 2,5 (Factor de amplificación para porticos tipo SCBF)γ = 0,25 (Factor de participación la carga variable)

- Fuerza s para el diseño: Utilizar fuerzas del c aso b

Verificación de la resistencia al aplastamiento del concreto y tracción de las barras de anclaje:

- Compre si ón pura e n e l dia gra ma de inte ra cci ón: - Tra cci ón pura y corte e n e l di agra ma de i nte ra cci ón:

6591 3515

2,00 (Factor de confinamiento)

>

Para Ф = 0,65 Para Ф =

- Resistencia del conjunto a flexo-compresión:

Pn = < P U =

Mn = > MU =

El diseño es satisfactorio Ratio = 0,99

- Máxima tracción en los pernos para el estado límite de agotamiento del conjunto:

200,39 Ton

-152529,90

25048,87 Kg

247,10 Ton

200,39 Ton

371,28 Ton

276,25

8125,007150,00

7150,007150,00-8125,00

195980,10

205077,55Pu (Kg)

25703,03 Kg

42410,00 Kg-m

21725,10 Kg-m

75146,61 Kg

-7150,00

0.9CP - ΩoSH

-155,68 Ton

8,17 Ton-m

-152529,90 Kg8125,00 Kg-m

-152529,90 Kg

-7150,00 Kg

8125,00 Kg-m

8,13 Ton-m

-152,53 Ton

0,75

-7150,00 Kg

Vu (Kg-m)Combinación Mu (Kg-m)8125,00

-8125,00-143432,45

Kg/cm 2

Pn, Mn

Pu, Mu

-300

-200

-100

0

100

200

300

400

0 10 20 30 40 P

( T o n

)

M (T on-m)

Digrama de interacción

H

Vu

Kg/cm 2 Kg/cm 2

Pu Mu

212

A A

1

2'85.0 A A

f f c p

B N f P pn

Pu

Z F R Mu y y1.1

H Z F RVu y y /2

Pu Mu

ro d rod n

T T

T

uV

nt F nvF

nt nv

nt urod rod nt nt P

F

F V AnF P

3.1

nt P nt P

nP


50/85


50

Cáculo del espesor requerido para la plancha base:

a.- Flexión de la plancha en la interfase de compresión: fp = 188

- Momento plástico para la cedencia en los panele s centrales de la plancha

Patrón de lineas de c edencia 1:

Patrón de lineas de cedencia 2:

- Momento plástico para la cedencia en los panele s laterale s de la plancha

b.- Flexión de la pla ncha en la interfase de tensión:

- Momento plástico para la cedencia en los panele s centrales de la plancha

- Momento plástico para la cedencia en los paneles laterale s de la plancha

N.A.

3352,04 Kg-m/m

67,41 mm462,87 Kg-m/m

96,79 mm

55,00 mm 2288,52 Kg-m/m

67,08 mm

1500,77 Kg-m/m

55,00 mm 690,36 Kg-m/m

105,00 mm

90,00 mm

Ss

hs1

x

x

Ss

hs1

x

L2

L1 x

Patrón de líneasde cedencia

Ss

hs1

x

x

ED1

hS1

hS2

E D 2

ED1

s

ssss

S

S hhh x

2

642 22112

1

x

h

h

xS

xS h f

M s

s

s

ss p

P1

1

1

42

32

1

21

22

4

12

s

ssss

h

hS S S x

x

S

S

h

xS hS

f M s

s

s

sss

pP1

1

412

3

),max( 211 ss hh L

)min( 2,12 ss hh L

1

21

222

22 3

L

L L L L x

2

1

2

2

12

262

L L

L x

x L

x L L f

M p

P

1,2

min 11 EDhhS

x sss

14

1

1

EDh x

x

h

T M

s

s

rod p

122

1

2

2

1

EDhh

EDhh

T M

s

s

s

s

rod p

12

211

21

2

21 EDh

x EDh EDh x

h

T M

s

s

ss

rod p

111 EDhh x ss

Kg/cm2


51/85


51

c.- Flexión lateral de la plancha en la interfase de compresión :

d.- Espesor de la plancha base, (AISC 360, Cap F, Sec F.1.1)

Espesor seleccionado t p = Ratio = 0,70

Diseño de los rigidizadores:

Longitud de los rigidizadores: Ls = a = Ancho de los rigidizadores: hs1 = b =

a.- Cálculo de la resistencia requerida:

Esfuerzo de reacción en el concreto: f p = Esfuerzo que resiste la plancha sin rigidizadores: σpl = Esfuerzo que deben tomar los rigidizadores: σ st = Área tributaria del rigidizador más solicitado: At = Fuerza de diseño: Ru = At x σ st =

b.- Resistencia a la compresión del rigidizador:

Coeficiente de longitud efectiva: K = 0,65 S =

Resistencia nominal a la compresión, para: B/Z1 > 1

Resistencia nominal a la compresión, para: B/Z1 ≤ 1

B/z1 = 0,19 < 1 Para Ф = 0,90

Resistencia minorada: > Ru OK Ratio = 0,61

18621,69 Kg

376,25 mm 72,00 mm

31 mm

90 mm

188,07

70,82

120 mm

144,00

45,00 mm

10197,71 Kg

117,25

3851,65 Kg-m/m

3851,65 Kg-m/m

26,01 mm

16759,52 Kg

64 mm

cm2

Kg/cm2

Kg/cm2

Kg/cm2

P M

yp

preq p F

M t

9.0

4)(

21 baa

B

u R

a

b

S

Z

B

Z l

p f

n R

ypc

F

2

8770

.

ypF c2

6580 .

s yp

t ba

baF E

K Z 21 14

3

n R

S

E z B

t ba

baK

R esn

1

322

2

2

2

28770728770112

log..

S E

t ba

baK

Re

bt E

baF K

sn

s

yp

658026580

112

22

22 112

322

2

2

2

.log.

2

8.0 f b Bn

2

2n f M p p


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52

Diseño del mecanismo de anclaje, según ACI 318-08, Apendice D y Capitulo 12

Para evitar una falla fragil en el mecanismo de anclaje con el concreto, se diseñará para desarrollar la capacidad a tracción de los conectores.

a.- Acero de refuerzo suplementario en el pedestal y longitud de embebimiento de las barras de anclaje:

- Are a de acero suplementario requerida: - Configuración del refuerzo:

Area de acero adicional en el pedestal a ser colocada Usar barras Nº: 6 a cada lado de la superficie potencial de falla del concreto Cantidad de barras a colocar: 24 para desarrollar la cedencia en tracción de los conectores.

Separación entre barras S =

Area de acero proporcionada A = 68,57

- Longitud de desarrollo del acero de refuerzo por encima de la superficie de falla de l cono de extracción del concreto:

- CASO a: Longitud de desarrollo requerida sin ganchos estandar:

Factores de modificación:

( a ) 1( b ) 1( c ) 1( d ) 1

1,84 < 2,5 1,84

- CASO b: Longitud de desarrollo requerida con ganchos estandar:

0,8

Si

- Longitud de embibimiento de las barras de anclaje:

Separación máxima entre las barras de anclaje y las barras de refuerzo:

70 mm

127,00 mm

63,62

19,05 mm3/4''

6

200390,97 Kg

439 mm

24 barras NºSe han colocado

35 mm

304 mm

cm2

db =db =

beq

tr b

d K c

Usar gancho estandar:

Usar =

2,'min S r c cb

t e s

g

5.1' gr Lh cd ef

d l

b

beq

tr b

set d d

d K cc f

fyl

'5,3

c f d fyl beqdhed '/075,0 dh

rod rod nt ua n AF N

ua N

ua N

y

uareq f

N A

750.


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55

6.2. DISEÑO DE CONEXIÓN A MOMENTO VIGA – COLUMNA

Datos preliminares y predimensionado:

a.- Propiedades y dimensiones de la viga:

- Perfil: VP-250

Altura de la viga: d = 250 mm Ancho de la viga: bfb = 150 mm Espesor del ala: tfb = 9 mm Espesor del alma: tw b = 4,5 mm Modulo plastico de la sección: Zx = 386 cm

3

- Tipo de acero: ASTM - A 36

Tensión cedente del acero:F

yb = 2530 Kgf/cm2

Tensión última del acero: Fub = 4080 Kgf/cm2

b.- Propiedades y dimesiones de la columna:

- Perfil: HEB-240

Altura de la viga: dc = 240 mm Ancho de la viga: bfc = 240 mm Espesor del ala: tfc = 17 mm Espesor del alma: tw c = 10 mm Módulo plástico de la sección: Zxc = 1016 cm

3

Altura de entrepiso (Nivel i): hi = 2,8 m d.- Pernos de conexión:

Altura de entrepiso (Nivel i-1): hi-1 = 2,8 m - Tipo de pernos: A 325 - X

- Tipo de acero: ASTM - A 36 Capacidad nominal a la tracción: Ft = 6330 Kgf/cm2

Capacidad nominal a corte: Fv = 4220 Kgf/cm2

Tensión cedente del acero: Fyc = 2530 Kgf/cm2

Tensión última del acero: Fuc = 4080 Kgf/cm2 e.- Soldaduras:

- Tipo de electrodo: E70XXc.- Propiedades y dimesiones de la plancha ex trema y los

Resistencia límite a tracción: FEXX = 4920 Kgf/cm2

Espesor tentativo de la plancha: tp = 25 mm Ancho de la plancha: bp = 200 mm f.- Fuerzas de compresión actuantes en la columna: Gramil de la columna: g = 120 mm Dist. entre pernos int. y el ala del perfil: Pfi = 40 mm Para la combinación de cargas: 1.2CP + 0.5CV + S Dist. entre pernos ext. y el ala del perfil: Pfo = 40 mm Distancia del perno al borde de la planch de = 35 mm Actuando por encima del nodo: P uc-i = 36 ton

Actuando por debajo del nodo: P uc-i-1 = 43,3 ton

g.- Factores de resistencia a usar en el diseño: - Tipo de acero: ASTM - A 36

- Según: ANSI / AISC 358-05

Tensión cedente del acero: Fyp = 2530 Kgf/cm2

Actuando por encima del nodo: φd = 1

Tensión última del acero: Fup = 4080 Kgf/cm2

Actuando por debajo del nodo: φn = 0,9


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56

Cálculo del momento de diseño para la conexión:

a.- Momento máximo probable en la articulación plástica:

Ry =

1,31 1,20 Mpe =

b.- Fuerza cortante en la rotula plástica de la viga (corte de diseño):

- Cargas gravitacionales sobre la viga:

CP = ( Carga permanente )PP = ( Peso propio de la viga )CV = ( Carga variable )

f1 = 0,25 ( Factor de participación de la carga variable )

W = 1,2 CP + 1,2 PP + f1CV =

- Luz entre columnas: L =

- Saliente extremo: S0 =

- Distancia entre rotulas plástica L' =

c.- Momento máximo probable a la cara de la columna (momento de diseño):

Cálculo del diámetro "d b" requerido para los pernos:

- Pernos a colocar: 7/8 Diámetro nominal: db =

Diámetro del agujero: dh =

14306,58 Kgf

19366,7631 Kgf-m

196,50 mm

285,50 mm

0,12 m

2,63 m

487,5 Kgf/m29,4 Kgf/m375 Kgf/m

3,00 m

1,50 (Ver tabla I-6-1 de AISC 341-05)

17578,44 Kgf-m

0,13 m

21,19 mm

22,20 mm

23,80 mm

938,95 Kgf

714,03 Kgf/m

W = 1,2 CP + 1,2 PP + f1CV

VuVuMpe Mpe

L'

Diagrama de cuerpo libre entre rotulas plásticas

Mpe

Vu

Rotulaplástica

sh

s0

Mf

x yb y pr pe Z F RC M

pr yb

ub yb pr C F

F F C 2.1

2

2 LW

V gravity

hu pe f S V M M

fi fb Pt d h

2

111

)(

2

10' hhF

M d

t n

f d reqb

gravity pe V

L

M V u '

2

fo fb P

t d h

20

h fb

h S b

d entremenor S

3

2/


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59

Verificación de la resistencia de las alas de la columna al flujo plástico en flexión:

Espesor tentativo para las planchas de continuidad: tsc =

Si Psi > S tomar Psi = S

Tomar: Psi

Yc = tfc req'd = < tfc = OK

Resistencia de la columna en la zona de la conexión:

a.- Resistencia de las alas no rigidizadas de la columna al flujo plástico en flexión:

0,71

b.- Cedencia local del alma no rigidizada de la columna:

a) C t = 1 Cuando S 0 ≥ dcb) C t = 0,5 Cuando S 0 < dc

K =

0,46

3144,92 mm

1813,79 mm

Aplica el caso b: C t = 0,5

13261,8838 Kgf-m

56917,96 Kgf

38 mm

17 mm

37317,50 Kgf

39,50 mm

16,44 mm 17 mm

10 mm

84,85 mm

39,5 mm

39,50 mm

Patrón de líneas de cedencia

Patrón de líneas de cedenc ia

fc

c ycd

f t Y F

M t d req fc

11.1'

gbS fc21

sosisosi

fcc PS hPS hg pS

hS p

hb

Y

010121111

2

fb fcd

nd t d

M R

nd R fuF

fund F R

nd R

nd R fuF

2 fbsc

foso

t t p p

2

fbsc fisi

t t p p

2 fcc ycd fcd t Y F M

22443211

2

2

0101gcc

shc

S hgS

hS

hb

Y fcc

8 fbt N

wc ycPt n t F t N K C R 26


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60

c.- Resistencia al pandeo del alma de la columna no rigidizada frente al ala comprimida de la viga:

Para Ф = 0,75

a) C t = 1 Cuando S 0 ≥ dc/2

b) C t = 0,5 Cuando S 0 < dc/2

h =

1,00

d.- Resistencia al aplastamiento del alma de la columna no rigidizada frente al ala comprimida de la viga:

Para Ф = 0,75

a) Cuando F fu esta aplicada a una distancia del borde superior de la columna igual o mayor que d c/2 "S0":

b) Cuando Ffu esta aplicada a una distancia del borde superior de la columna menor que d c/2 "S0":

(i) Para N/dc < 0,2

(ii) Para N/dc > 0,2

Aplica el caso: a 0,778

e.- Resistencia mínima de la columna en la zona de la conexión:

Mínimo entre: <

Se requieren planchas de continuidad

37317,50 Kgf 80360,01 Kgf

62489,19 Kgf

56917,96 Kgf

37317,50 Kgf

80001,58 Kgf

62489,19 Kgf

Aplica el caso a: C t = 1

164 mm 80001,58 Kgf

Zona del alma dela columna sujetaa pandeo.

fun F R

h EF t

C R ycwc

t n

324

fuF n R

n R

fun F R

wc

fc yc

fc

wc

cwcn t

t EF

t t

d N

t R

5.1

2 318,0

wc

fc yc

fc

wc

cwcn t

t EF

t t

d N

t R

5.1

2 314,0

wc

fc yc

fc

wc

cwcn t

t EF

t t

d N

t R

5.1

2 2,04

14,0

n R n R fuF

n R min n R min


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6.3. DISEÑO DE CONEXIÓN DE ARRIOSTRAMIENTO

CONFIGURACION DEL PORTICO: PLANCHA NODO (GUSSET PLATE): ARRIOSTRAMIENTO:

Tipo: Material: ASTM - A 36 Sección: ECO-5X6

L = Dimensiones: Material: ASTM - A 500. Gr C - tg =

H = - lw = - Longitud (W.P a W.P): Lt = - Lh = - Longitud (brace design): Lbd = - Wp = - Longitud (Gusset design): Lgd =

- φc = - Inclinación con a la vertical: θ =COLUMNA: - φb =

Refuerzo del área neta efectiva:Sección: HEB-240 Agujero de acceso soldadura (Clip):

Material: ASTM - A 500. Gr CMaterial: ASTM - A36 Parame tros de diseño:

- Ancho de Whitmore: W = Dimensiones: tr =

Refuerzo en el alma: N°dp = 0 - Ancho efectivo (Popov): Wef = br =Lr =

Espesor: - Longitud de pandeo:tdp = (Método de Thorton) Lg = Slot width: tsl =

- Coeficiente de longitud efectiva: K = 1,2 Over slot: os =VIGA COLECTORA

Rigidizadores de borde? No SOLDADURAS:Sección: VP-250 - Longitudes de pandeo (borde libre): E70XX

Borde superior: Lfgc =Material: ASTM - A36 Borde inferior: Lfgb =

Brace - Gusset:Refuerzo en el alma: N°dp = 1 SOLICITACIONES EN LA VIGA Reinf - Brace:

Fuerza cortante Ru =Espesor: Momento flector Mu = Gusset - Beam:

tdp = Fuerza axial Au = Gusset - Column:

ESTADOS LIMITES

ArriostramientoRuptura del area efectivaRuptura por corteDiseño de la soldadura

Plancha nodo (Gusset plate)Cedencia en tracciónPandeo en compresiónRuptura por corte

Gusset at columnCedencia ( v m)

Soldadura en la columna Gusset at beam Cedencia ( v m)

Soldadura en la viga Columna

Cedencia local del alma Aplastamiento del almaCedencia por corte Pandeo del borde libre de la plancha nodo

Viga colectoraCedencia local del alma Aplastamiento del alma Borde superior Cedencia por corte Borde inferior

76,2838,62

345,72345,72

Longitud(mm)

Limite(mm) Long/Lim

0,220,110,863429

0,160,95

0,831,45

0,690,73

0,66

0,890,700,89

15333

111

69121

4500,00 Kgf

94 mm425 mm

25 mm

6 mm

3,00 m

2,80 m

7 mm

8 mm8 mm

Máximo!

0,00 Kgf-m0,00 Kgf

G2-1

G2-1

400,83 mm

400,83 mm

267,22 mm

76,28 mm38,62 mm

Ru /φ Rn

0,97

0,26

0,920,98

0,71

Sugeridas!12 mm

240 mm 236 mm

Mínimo!5 mm6 mm

16 mm

7,52 mm4,00 mm4 mm

Dw Interface:

Sugerido!

2525

32 mm

107113

103103103

J4-2

EcuaciónAISC360-05

J4-4J2-4

J4-4

φ Rn

105

114141

2431

628469

32

76

25J10-4

J4-3 103

J2-4

J10-2J10-4

J10-2

J4-6

J4-1

J2-4J4-1

33 4017

14679103

74

124

46,97°

4,10 m3,74 m3,20 m

17 mm 19,18 mm25,4 mm

30 mm

177 mm

(La máxima)

Diagonal Bracing

Lv = 305,24 mmLh = 331,57 mm

Reforzar alma de la viga!!

10 mm

Sugerido!

N.A.

Sugerido!10 mm 8,58 mm

177 mm

(Ton)Ru

(Ton)

35 mm

VP‐250

W.P.

ECO‐5X6

H E B

‐ 2 4 0


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7. OBRAS DE FUNDACION

7.1. CRITERIOS DE DISEÑO

Los casos de carga para el análisis de fundaciones se definen en la tabla 11.1 COVENIN MINDUR 1756-2001. Se recomienda el empleo de fundaciones profundas debido a las cargas elevadas que presentadicha obra, según lo indica el estudio de suelos antes realizado por la empresa PERFOCA, documentonúmero IT-014-11. La viga de riostra fue diseñada para disipar el 100% de los momentos en la base.

Para el cálculo estructural de los pilotes se utilizaron dos criterios, criterio n°1, según los criterios de diseñoestablecidos en el Manual para el Cálculo de Columnas de Concreto Reforzado, de los ProfesoresJoaquín Marín y Antonio Guell y criterio n°2, se determina la capacidad geotécnica de los pilotes deacuerdo al método de Vierendeel (1906).

7.1.1. Criterio N° 1. (Capacidad estructural de los pilotes)

DISEÑO DE LOS PILOTES SOMENTIDOS A FLEXO - COMPRESIÓN

Cálculo de la Capacidad Nominal del Pilote:

Q nom = f’c x Ag x Factor de Reducción.

Donde:

f’c = 250 K/cm2 Resistencia Cilíndrica del concreto

Ag = Área Gruesa del pilote. (cm2) Factor de Reducción de Resistencia = Depende de la forma de colocación del pilote y de la condicióngeotécnica existente.

Cálculo de la Relación de Recubrimientos ( ):

= (D – 2Rec) / D

Donde:

D = Diámetro del pilote (cm)

Rec = Recubrimiento de Concreto. (cm)


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66

Cálculo de la Resistencia Adimensional Requerida ( )

= Pu / (f’c x Ag)

Donde:

Pu = Carga Ultima de Diseño (Kgf).

f’c = Resistencia Cilíndrica del concreto (Kgf/cm2)

Ag = Área Gruesa del pilote.(cm2).

Cálculo del Momento flector adimensional x (x)

x = Mux / (0.85 x f’c x Ag x D)

Donde:

Mux = Momento ultimo en dirección x (Se considera excentricidad del pilote)

D = Diámetro del pilote (cm).



Cálculo del Momento flector adimensional y (y)

y = Muy / (0.85 x f’c x Ag x D)

Donde:

Muy = Momento ultimo en dirección y (Se considera excentricidad del pilote)

D = Diámetro del pilote (cm).


Ag = Área Gruesa del pilote. (cm2).


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67

Cálculo del Momento flector adimensional ()

= √( x)2 + ( y)2

Donde:

x = Momento flector adimensional x.

y = Momento flector adimensional y.

Cálculo de la Cuantía Mecánica ( )

= ( - A) / ( x B)

Donde:

A = Polinomio que modela la resistencia de concreto.

B = Falla Balanceada. Polinomio que modela la resistencia de concreto.

= Momento flector adimensional.

= Relación de Recubrimiento.

Cálculo de la Cuantía Geométrica ( )

= x 0.85 x f’c/Fy

Donde:

= Cuantía Mecánica.


Fy = Esfuerzo de Fluencia del acero (Kgf/cm2).

Cálculo del Área de Acero (As)

As = x Ag. Donde:

As = Área de acero de refuerzo.(cm2).

= Cuantía Geométrica.



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DISEÑO DE LOS PILOTES SOMENTIDOS A TRACCION

En este caso se calcula el acero de acero requerida para resistir la totalidad de fuerza axial de tracción

impuesta por la superestructura.

Cálculo del Área de Acero (As)

As = Pu/(0,9xFy)

Donde:

As = Área de acero de refuerzo.(cm 2).

Fy = Esfuerzo de Fluencia del acero (Kgf/cm2).

Pu = Carga Ultima de Diseño (Kgf).

7.1.2. Criterio N°2. (Capacidad geotécnica de los pilotes)

El criterio deVIERENDEEL, se basa en suponer que la resistencia de los pilotes se debe fundamentalmente ala fricción lateral, despreciando la colaboración de resistencia por punta. En este caso el factor de seguridad es3.

Pu = Puf = ( π D/2) γ fH²tg²(45°+ Φ /2)

Donde:D = diámetro pilote.γ = peso específico del suelo.f = tgδ, donde δ es ángulo de fricción entre suelo y fuste.H = altura del pilote.Φ = ángulo fricción interna suelo.

Qnominal pilote = Pu/3

Qu(columna) < Qnominal pilote


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7.2. REACCIONES (SOLICITACIONES DE DISEÑO)

7.2.1. Solicitaciones para el diseño estructural de las fundaciones:

El diseño estructural de las fundaciones se realiza bajo cargas últimas y en base a las hipótesisde solicitaciones descritas en la sección 2.1.2 y 2.1.3. En la siguiente tabla se muestran lasreacciones obtenidas a partir de la envolvente de estas hipótesis.

Story Point Load FX (Kgf) FY (Kgf) FZ (Kgf) MX (Kgf-m) MY (Kgf-m) MZ (Kgf-m)

BASE A1 ENV MAX 406 46261 211988 2729 1068 0

BASE A1 ENV MIN -317 -38788 -155783 -2769 -984 0

BASE B1 ENV MAX 414 38604 206024 3004 1075 0

BASE B1 ENV MIN -344 -45044 -144441 -3500 -1007 0BASE C1 ENV MAX 414 45039 206011 3500 1076 0

BASE C1 ENV MIN -344 -38603 -144445 -3004 -1008 0

BASE D1 ENV MAX 406 38787 211929 2770 1068 0

BASE D1 ENV MIN -317 -46258 -155776 -2729 -984 0

BASE A2 ENV MAX 958 312 45284 761 2879 0

BASE A2 ENV MIN -996 -203 8584 -870 -2927 0

BASE B2 ENV MAX 39341 250 174893 780 3569 0

BASE B2 ENV MIN -32083 -225 -92338 -806 -3318 0

BASE C2 ENV MAX 39349 225 174945 806 3570 0

BASE C2 ENV MIN -32090 -250 -92388 -780 -3319 0

BASE D2 ENV MAX 959 203 45204 870 2881 0

BASE D2 ENV MIN -996 -312 8584 -761 -2929 0

BASE A3 ENV MAX 44090 223 182266 826 3508 0

BASE A3 ENV MIN -36382 -281 -117344 -769 -3282 0

BASE B3 ENV MAX 1239 220 154813 836 3038 0

BASE B3 ENV MIN -1609 -290 -103128 -768 -3404 0

BASE C3 ENV MAX 1239 290 154862 768 3039 0

BASE C3 ENV MIN -1609 -220 -103177 -836 -3405 0

BASE D3 ENV MAX 44117 281 182409 769 3510 0BASE D3 ENV MIN -36409 -223 -117482 -826 -3284 0

BASE A4 ENV MAX 2239 293 150475 753 4123 0

BASE A4 ENV MIN -2304 -221 -95253 -825 -4202 0

BASE B4 ENV MAX 330 1179 59002 2726 958 0

BASE B4 ENV MIN -329 -1157 11050 -2746 -957 0


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BASE C4 ENV MAX 330 1158 60847 2745 958 0

BASE C4 ENV MIN -329 -1178 11050 -2726 -957 0

BASE D4 ENV MAX 2240 221 150584 825 4126 0

BASE D4 ENV MIN -2306 -293 -95362 -753 -4205 0

BASE A5 ENV MAX 2295 289 150725 755 4194 0

BASE A5 ENV MIN -2245 -222 -95132 -822 -4128 0

BASE B5 ENV MAX 330 1291 63629 2677 959 0

BASE B5 ENV MIN -326 -1105 12619 -2853 -955 0

BASE C5 ENV MAX 330 1105 64694 2853 959 0

BASE C5 ENV MIN -327 -1291 12619 -2677 -955 0

BASE D5 ENV MAX 2296 222 150839 822 4197 0

BASE D5 ENV MIN-2246 -289 -95242 -755 -4131 0

BASE A6 ENV MAX 36386 223 182271 826 3285 0

BASE A6 ENV MIN -44104 -281 -117353 -770 -3508 0

BASE B6 ENV MAX 1609 221 154904 837 3404 0

BASE B6 ENV MIN -1238 -291 -103089 -769 -3037 0

BASE C6 ENV MAX 1609 291 154953 769 3405 0

BASE C6 ENV MIN -1238 -221 -103137 -837 -3037 0

BASE D6 ENV MAX 36414 281 182408 770 3288 0

BASE D6 ENV MIN -44131 -223 -117491 -826 -3510 0

BASE A7 ENV MAX 997 313 45284 762 2931 0

BASE A7 ENV MIN-959 -203 8584 -872 -2881 0

BASE B7 ENV MAX 32078 251 174814 782 3318 0

BASE B7 ENV MIN -39317 -225 -92388 -807 -3566 0

BASE C7 ENV MAX 32085 225 174862 807 3318 0

BASE C7 ENV MIN -39324 -251 -92437 -782 -3566 0

BASE D7 ENV MAX 998 203 45284 872 2933 0

BASE D7 ENV MIN -960 -313 8584 -762 -2883 0

BASE A8 ENV MAX 317 46339 212314 2735 985 0

BASE A8 ENV MIN -407 -38867 -156116 -2775 -1068 0

BASE B8 ENV MAX 344 38686 206347 3010 1007 0

BASE B8 ENV MIN -413 -45126 -144757 -3506 -1074 0BASE C8 ENV MAX 344 45125 206337 3506 1007 0

BASE C8 ENV MIN -413 -38685 -144761 -3010 -1075 0

BASE D8 ENV MAX 318 38866 212323 2775 986 0

BASE D8 ENV MIN -407 -46339 -156110 -2735 -1069 0


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7.2.1. Solicitaciones para el diseño geotécnico de las fundaciones:

El diseño geotécnico de las fundaciones se realiza en base a las hipótesis de solicitacionesdescritas en la sección 2.1.4. En la siguiente tabla se muestran las reacciones obtenidas a partirde la envolvente de estas hipótesis.


BASE A1 ENV2 MAX 227 25261 121785 1351 556 0

BASE A1 ENV2 MIN -129 -16916 -59231 -1394 -464 0

BASE B1 ENV2 MAX 232 17165 120922 1336 562 0

BASE B1 ENV2 MIN -149 -24341 -51837 -1882 -482 0

BASE C1 ENV2 MAX 232 24329 120908 1883 562 0

BASE C1 ENV2 MIN -149 -17165 -51845 -1336 -482 0

BASE D1 ENV2 MAX226 16916 121521 1398 555 0

BASE D1 ENV2 MIN -129 -25250 -59222 -1351 -464 0

BASE A2 ENV2 MAX 467 195 37835 345 1423 0

BASE A2 ENV2 MIN -509 -66 27232 -474 -1479 0

BASE B2 ENV2 MAX 21991 131 114150 387 1854 0

BASE B2 ENV2 MIN -13661 -110 -19122 -409 -1576 0

BASE C2 ENV2 MAX 21995 110 114182 409 1854 0

BASE C2 ENV2 MIN -13664 -131 -19147 -387 -1576 0

BASE D2 ENV2 MAX 467 66 37784 474 1424 0

BASE D2 ENV2 MIN -509 -195 27232 -345 -1479 0

BASE A3 ENV2 MAX 24675 92 112817 431 1818 0BASE A3 ENV2 MIN -15680 -159 -37472 -366 -1566 0

BASE B3 ENV2 MAX 497 88 93987 443 1399 0

BASE B3 ENV2 MIN -916 -171 -34616 -362 -1812 0

BASE C3 ENV2 MAX 497 171 94007 362 1399 0

BASE C3 ENV2 MIN -916 -88 -34641 -443 -1813 0

BASE D3 ENV2 MAX 24689 159 112903 366 1819 0

BASE D3 ENV2 MIN -15693 -92 -37541 -431 -1567 0

BASE A4 ENV2 MAX 1109 176 94124 354 2043 0

BASE A4 ENV2 MIN -1168 -88 -29640 -443 -2119 0

BASE B4 ENV2 MAX 186 597 49864 1371 501 0BASE B4 ENV2 MIN -167 -587 28184 -1380 -481 0


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BASE C4 ENV2 MAX 187 589 51188 1380 501 0

BASE C4 ENV2 MIN -167 -597 28723 -1373 -481 0

BASE D4 ENV2 MAX 1110 88 94169 443 2045 0

BASE D4 ENV2 MIN -1169 -176 -29694 -354 -2121 0

BASE A5 ENV2 MAX 1161 172 94411 356 2113 0

BASE A5 ENV2 MIN -1121 -90 -29462 -439 -2054 0

BASE B5 ENV2 MAX 168 732 53322 1283 482 0

BASE B5 ENV2 MIN -180 -494 29959 -1508 -494 0

BASE C5 ENV2 MAX 168 495 54087 1508 482 0

BASE C5 ENV2 MIN -180 -731 30270 -1284 -494 0

BASE D5 ENV2 MAX1162 90 94480 439 2115 0

BASE D5 ENV2 MIN -1122 -172 -29517 -356 -2056 0

BASE A6 ENV2 MAX 15679 93 112838 431 1569 0

BASE A6 ENV2 MIN -24689 -159 -37480 -367 -1817 0

BASE B6 ENV2 MAX 916 88 94084 443 1813 0

BASE B6 ENV2 MIN -496 -170 -34555 -362 -1397 0

BASE C6 ENV2 MAX 916 170 94112 362 1814 0

BASE C6 ENV2 MIN -496 -88 -34579 -443 -1397 0

BASE D6 ENV2 MAX 15693 159 112893 367 1570 0

BASE D6 ENV2 MIN -24702 -93 -37549 -431 -1818 0

BASE A7 ENV2 MAX 510 195 37835 346 1481 0BASE A7 ENV2 MIN -467 -66 27232 -475 -1424 0

BASE B7 ENV2 MAX 13664 132 114058 388 1576 0

BASE B7 ENV2 MIN -21971 -110 -19188 -410 -1851 0

BASE C7 ENV2 MAX 13668 110 114078 410 1577 0

BASE C7 ENV2 MIN -21974 -132 -19213 -388 -1851 0

BASE D7 ENV2 MAX 510 66 37835 475 1482 0

BASE D7 ENV2 MIN -468 -195 27232 -346 -1425 0

BASE A8 ENV2 MAX 129 25298 121921 1354 465 0

BASE

memoria de cálculo vivienda multifamiliar.pdf

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