diseño de cimentacion para un puente carretero

7/21/2019 Diseño de Cimentacion Para Un Puente Carretero

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DIRECCION: CALLE FERNANDO MONTES DE OCA , SECCION 4ªLOTE 4 No . 41,

HEROES ECATEPEC IV SECCION. C.P 55023

DIRECTOR GENERAL:



GEO-RD S.A DE C.V “ INGENIERIA GEOTECNICA E INTEGRAL”

CALCULO: DOMINGUEZ ALFARO RUBEN LICENCIA: 2011310142 GERENCIA: 9CM12CONSULTORÍA Y REVISIÓN: ING. CARLOS GARCIA ROMEROCONCEPTO: CLIENTE: FECHA:

INDICE

EXPLORACIÓN Y MUESTREO DEL SUELO ......................................................................... 7

CONSIDERACIONES PARA INTERPRETACIÓN DE SONDEO DE PENETRACIÓNESTÁNDAR ......................................................................................................................... 7

INTERPRETACIÓN DEL SONDEO DE PENETRACION ESTANDAR............................... 10

Estrato A en SPE-1 ........................................................................................................ 10

Estrato B en SPE-1 ........................................................................................................ 12

Estrato D en SPE-1 ........................................................................................................ 14

Estrato E en SPE-1 ........................................................................................................ 16

Estrato A en SPE-2 ........................................................................................................ 18

Estrato B en SPE-2 ........................................................................................................ 20

Estrato C en SPE-2 ........................................................................................................ 22

Estrato D en SPE-2 ........................................................................................................ 24

Estrato e en SPE-2 ......................................................................................................... 26

ESTRATIGRAFÍA DETALLADA DEL SITIO 0+127.00 ....................................................... 28

ESTRATIGRAFÍA DETALLADA DEL SITIO 0+152.36 ....................................................... 29

ANÁLISIS DEL PROYECTO ................................................................................................. 30

ANÁLISIS DE LA SUPERESTRUCTURA .......................................................................... 30





Revisión en Estrato “A” ............................................................................................... 44

Revisión en Estrato “B” ............................................................................................... 45

Revisión por asentamientos ........................................................................................... 48

Estimación de transmisión de esfuerzos ..................................................................... 49

Obtención del módulo de elasticidad y relación de poisson promedio. ........................ 51

Obtención de factores de Influencia Is, If .................................................................... 51

Estimación de Asentamientos Elásticos ...................................................................... 52

Análisis de empujes de tierras ........................................................................................ 53

Revisión por Volteo ........................................................................................................ 55

Revisión por Deslizamiento ............................................................................................ 55

Análisis de Estabilidad de Talud ..................................................................................... 56

Diseño del Sistema de Anclaje ....................................................................................... 58

Análisis del Talud sin influencia de Anclajes ............................................................... 59

Análisis de Fuerza de Anclaje Necesaria .................................................................... 60

Propuesta de diseño estructural del Anclaje ............................................................... 61

Determinación del número de cables y fuerza real de anclaje .................................... 62

Determinación de la longitud libre (Ll) ......................................................................... 62

Determinación de la longitud del bulbo (Lb) ................................................................ 63

Revisión por adherencia lechada-suelo (L l-s) ............................................................ 64





Revisión por efecto de cortante en la zapata del estribo ............................................. 94

Diseño del acero de refuerzo por flexión en el lado corto del estribo ......................... 95

Diseño del acero de refuerzo por flexión en el lado largo del estribo ........................ 97

Revisión por transmisión de esfuerzos en el dado de apoyo..................................... 100

Diseño espigas de para el dado de apoyo ................................................................ 101

Diseño del acero de refuerzo transversal de espigas ............................................... 102

Revisión de la capacidad de resistencia por compresión del dado ........................... 103

Diseño de acero de refuerzo por flexión en el muro del estribo ................................. 103

Diseño del acero de refuerzo por cortante en el muro del estribo ............................ 105

Diseño del Sistema de Drenaje .................................................................................... 107

Diseño complementario para protección y estabilización del Talud .............................. 108

Criterio para diseño de Concreto Lanzado ................................................................ 108

Criterio para diseño para el uso de Vegetación ........................................................ 109

Esquema del Sistema complementario para protección y estabilidad del talud. ........ 112

DISEÑO DE ESTRIBO 0+150.00 .................................................................................. 113

Análisis de cargas ........................................................................................................ 114

Revisión por Capacidad de Carga ................................................................................ 115

Revisión por asentamientos ......................................................................................... 117

Estimación de transmisión de esfuerzos ................................................................... 117





Revisión por adherencia lechada-acero (L l-a) .......................................................... 132

Revisión de estabilidad en condición sísmica y con influencia de los anclajes .......... 133

Revisión de capacidad de carga para los dados de reacción ................................... 134

Diseño de separador y tubo de inyección ................................................................. 136

Diseño de cabezal multitoron y cuñas para cables ................................................... 137

Diseño de la Placa de Apoyo .................................................................................... 138

Calculo área del dado necesario ............................................................................... 141

Revisión por Efecto de Cortante en los Dados de Reacción ..................................... 141

Diseño del acero de refuerzo para el dado ............................................................... 144

Esquema final de sistema de anclaje ........................................................................ 150

Diseño estructural del estribo ....................................................................................... 151

Análisis de Elementos Mecánicos Actuantes en el estribo ........................................ 151

Revisión por efecto de cortante en la zapata del estribo ........................................... 154

Diseño del acero de refuerzo por flexión en el lado corto del estribo ....................... 155

Diseño del acero de refuerzo por flexión en el lado largo del estribo ...................... 157

Revisión por transmisión de esfuerzos en el dado de apoyo..................................... 160

Diseño espigas de para el dado de apoyo ................................................................ 161

Diseño del acero de refuerzo transversal de espigas ............................................... 162

Revisión de la capacidad de resistencia por compresión del dado ........................... 163





EXPLORACIÓN Y MUESTREO DEL SUELO

CONSIDERACIONES PARA INTERPRETACIÓN DE SONDEO DE

PENETRACIÓN ESTÁNDAR

Para la interpretación de resultados de ambos Sondeos de Penetración Estándar y laobtención de las propiedades del suelo, se empleará el documento “Barro 2:Prueba de

Penetrac ión Estándar ” del Ing. Carlos García Romero.

1.- Teniendo en cuenta que el SPE fue idealizado originalmente para arenas, en el caso deéstas solo podrá obtenerse mediante correlaciones el valor del ángulo de fricción interna pero

no de la cohesión.2.- Las muestras recuperadas durante el SPE son del tipo “Alteradas”, por lo tanto no pueden

usarse para determinar las propiedades mecánicas del suelo, es decir, que no podránobtenerse de las muestra el valor de los parámetros de resistencia al esfuerzo cortante (Ø,C)

3.- Corrección al número de golpes.

1ra. Corrección:

De los factores más importantes que modifican la resistencia a la penetración estándar es elconfinamiento por peso propio del suelo. Para una arena de compacidad relativa constante,si la prueba se efectúa a diferentes profundidades, las resistencias a la penetración estándar

i t d “Nf” á dif t t d f t l f did d i t d





4.- Correlaciones para determinar el Módulo de Elasticidad.En base a las correlaciones propuestas por Bowles “Foundatión Analysis and Design” pg.316, el ing. Carlos García Romero presenta la siguiente tabla de correlaciones con laresistencia a la penetración estándar para diferentes suelos.

5.-Correlaciones para determinar el ángulo de fricción interna y la compacidad paraarenas.

Se empleará el grafico mostrado por Badillo “Mecánica de Suelos Tomo 1” pg. 622, el cual

muestra la variación del Angulo de fricción interna conforme aumenta la compacidad y elnúmero de golpes N.





6.- Correlaciones para determinar el Peso Volumétrico.En base a las correlaciones propuestas por Bowles “Foundatión Analysis and Design” pg.163, el ing. Carlos García Romero presenta las siguiente tablas de correlaciones con laresistencia a la penetración estándar para diferentes suelos.

7 Correlaciones para determinar el Ángulo de Fricción Interna





INTERPRETACIÓN DEL SONDEO DE PENETRACION ESTANDAR

Estrato A en SPE-1

1.- En base al reporte de la prueba granulométrica se observa lo siguiente:

Aproximadamente 45% del suelo es retenido entre las mallas #10, #20 y #40, por lo tanto setrata de una “Arena de granulometría media a gruesa”

2.- Promediando los números de golpes registrados en el sondeo desde 0.00 a 6.00m deprofundidad = 3.- Empleando la Gráfica 6, con N=17 y la curva (1), se obtiene que la arena presenta una“Compacidad Media”

4.- Empleando la Tabla 3, con N=17 y “Compacidad Media”, se propone un peso volumétrico

estimado.

= . 5.- Calculando el esfuerzo efectivo medio, a una profundidad de 3.0m

= 62 ∗ 17 3

=





∅ = ° Por criterio se selecciona 35°, al encontrarse dentro de los rangos reportados de la muestrainalterada de 8 a 39, además por tratarse de una arena de compacidad media, entra en elrango establecido por Bowles (Tabla 3-4, Anexa)

9.- Obtención de la Cohesión.

Considerando:

I.- Los datos reportados con la muestra inalterada extraída del sitio como complemento delSPE, indican una cohesión de 29 a 171 kPa

II.- De los resultados de las pruebas granulométrica y de plasticidad efectuados en lasmuestras alteradas recuperadas del SPE, se observa que 20% del suelo lo conforma el suelofino “Limo de baja plasticidad”

Por criterio se estima una cohesión igual al 20% del máximo valor de cohesión reportada.

= 0.2 ∗ 171 ≈ 40 = 10.- Obtención de Relación de Poisson.

Para la relación de Poisson, se tomará igual a la reportada de las pruebas con la muestrainalterada.

= . 11.- Obtención de Módulo de Elasticidad.

C id d





Estrato B en SPE-1



2.- Promediando los números de golpes registrados en el sondeo desde 6.00 a 11.00m de

profundidad = 3.- Empleando la Gráfica 6, con N=36 y la curva (1), se obtiene que la arena presenta una“Compacidad Compacta ”

4.- Empleando la Tabla 3, con N=36 y “Compacidad Compacta”, se propone un peso

volumétrico estimado.


= 6 ∗1 7

3 + 5

2 18.5

3

=. como = 148.25 > 26 , entonces, requiere corrección

6 Calculando factor de corrección para número de golpes por confinamiento





Por criterio se selecciona 40°, al encontrarse dentro de los rangos reportados de la muestrainalterada de 28 a 44, además por tratarse de una arena de compacidad compacta, entra enel rango establecido por Bowles (Tabla 3-4, Anexa)


Considerando:

I.- Los datos reportados con la muestra inalterada extraída del sitio como complemento del

SPE, indican una cohesión de 32 a 142 kPaII.- De los resultados de las pruebas granulométrica y de plasticidad efectuados en lasmuestras alteradas recuperadas del SPE, se observa que 44% del suelo lo conforma el suelofino “Limo de baja plasticidad”


=0.5∗142 ≈75

= 10.- Obtención de Relación de Poisson.

Para la relación de Poisson, se tomará igual a la reportada de las pruebas con la muestrainalterada.

= .

11.- Obtención de Módulo de Elasticidad.

Para el Módulo de elasticidad, se tomará igual a la reportada de las pruebas con la muestrainalterada.





Estrato D en SPE-1


Aproximadamente 33% del suelo es retenido entre las mallas #10, #20 y #40 Y 30% en lasmallas #60, #100 y #200, por lo tanto se trata de una “Arena de granulometría media”


profundidad = 3.- Empleando la Gráfica 6, con N=49 y la curva (1), se obtiene que la arena presenta una“Compacidad Muy Compacta ”

4.- Empleando la Tabla 3, con N=49 y “Compacidad Muy Compacta”, se propone un peso



= 6 ∗1 7

3 + 5 18.5

3 + 6

2 20.0

3

= . como = 254.5 > 26 , entonces, requiere corrección






Por criterio se selecciona 41°, por tratarse de una arena de compacidad muy compacta, entraen el rango establecido por Bowles (Tabla 3-4, Anexa)


Considerando:

I.- De los resultados de la prueba granulométrica efectuada en las muestras alteradasrecuperadas del SPE, se observa que 3.5% del suelo lo conforma el suelo fino, por lo tanto

puede despreciarse su aportación. = . 10.- Obtención de Módulo de Elasticidad.

Para el Módulo de elasticidad, se tomará igual a la reportada de las pruebas con la muestrainalterada.

=

11.- Obtención de Relación de Poisson.

Para la relación de Poisson, se obtendrá a partir del módulo de elasticidad estatico y elmódulo de rigidez que se reportan de la muestra inalterada.

=

21

G= 98.6 MPa, E=287 MPa.

= .





Estrato E en SPE-1







= 5.- Calculando el esfuerzo efectivo medio, a una profundidad de 18.5m

= 6 ∗1 7

3 + 5 18.5

3 + 6 20.0

3 + 3

2 22

3

= como = 348 > 26 , entonces, requiere corrección








Considerando:

I.- No se reportaron datos con una muestra inalterada extraída del sitio como complementodel SPE


Por criterio se estima una cohesión igual a la del estrato B, debido a la gran cantidad desuelo fino.

=


Como no se reportaron datos de una muestra inalterada, pero considerando la compacidadde la arena y el valor del peso volumétrico estimado, por criterio se estima una relación dePoisson igual a la del estrato D = . 11.- Obtención de Módulo de Elasticidad.

Como no se reportaron datos de una muestra inalterada, pero considerando la compacidadde la arena y el valor del peso volumétrico estimado, por criterio se estima un módulo deelasticidad igual a la del estrato D





Estrato A en SPE-2




profundidad = 3.- Empleando la Gráfica 6, con N=17 y la curva (1), se obtiene que la arena presenta una“Compacidad Media”

4.- Empleando la Tabla 3, con N=17 y “Compacidad Media”, se propone un peso volumétrico

estimado.


= 4

2∗ 17

3

= como = 34 > 26 , entonces, requiere corrección de Nf.






Por criterio se selecciona 36°, ya que se trata del mismo estrato “A” del SPE-1, se encuentradentro de los rangos reportados de la muestra inalterada de 8 a 39, además por tratarse deuna arena de compacidad media, entra en el rango establecido por Bowles (Tabla 3-4,

Anexa)


Considerando:

I.- Se considera que se trata del mismo estrato “A” del SPE-1; los datos reportados con lamuestra inalterada extraída del sitio como complemento del SPE, indican una cohesión de29 a 171 kPa



= 0.22 ∗ 171 ≈ 40 = 10.- Obtención de Relación de Poisson.

Para la relación de Poisson, se tomará igual a la reportada de las pruebas con la muestrainalterada, considerando que se trata del mismo estrato “A” del SPE-1






Estrato B en SPE-2








= 4 ∗1 7

3 + 4.5

2 18.5

3







Por criterio se selecciona 39°, ya que se trata del mismo estrato “B” del SPE-1, se encuentradentro de los rangos reportados de la muestra inalterada de 28 a 44, además por tratarse deuna arena de compacidad media, entra en el rango establecido por Bowles (Tabla 3-4,

Anexa)


Considerando:

I.- Se considera que se trata del mismo estrato “B” del SPE-1; los datos reportados con lamuestra inalterada extraída del sitio como complemento del SPE, indican una cohesión de 32a 142 kPa



=0.5∗142 ≈75 = 10.- Obtención de Relación de Poisson.

Para la relación de Poisson, se tomará igual a la reportada de las pruebas con la muestrainalterada, considerando que se trata del mismo estrato “B” del SPE-1






Estrato C en SPE-2


Aproximadamente 33% del suelo es retenido entre las mallas #10, #20 y #40 y 32% en lasmallas #60, #100 y #200, por lo tanto se trata de una “Arena de granulometría media”

2.- Promediando los números de golpes registrados en el sondeo desde 8.50m a 11.0m de




= . 5.- Calculando el esfuerzo efectivo medio, a una profundidad de 9.75 m

= 4 ∗1 7

3 + 4.5 18.5

3 + 2.5 18

3







Por criterio se selecciona 3°, por tratarse de una arena de compacidad media, entra en elrango establecido por Bowles (Tabla 3-4, Anexa)


Considerando:


II.- De los resultados de las pruebas granulométrica y de plasticidad efectuados en lasmuestras alteradas recuperadas del SPE, se observa que 32% del suelo lo conforma el suelofino “ Arcilla de baja plasticidad”

Por criterio, debido a la incertidumbre de falta de datos, se estima la cohesión másdesfavorable que podría presentar una arcilla, que corresponde a una consistencia blanda

=

10.- Obtención de Relación de Poisson.Debido a que no se reportaron datos con una muestra inalterada extraída del sitio comocomplemento del SPE, se estima un valor promedio de relación de Poisson = . 11.- Obtención de Módulo de Elasticidad.

Empleando la tabla 1, con N=23 golpes y para “Arena Arcillosa” =320+15 = 3 2 02 3 + 1 5 = 12160





Estrato D en SPE-2


Aproximadamente 33% del suelo es retenido entre las mallas #10, #20 y #40 Y 30% en lasmallas #60, #100 y #200, por lo tanto se trata de una “Arena de granulometría media”



4.- Empleando la Tabla 3, con N=42 y “Compacidad Muy Compacta”, se propone un peso



= 4 ∗1 7

3 + 4.5 18.5

3 + 2.5 18.0

3 + 2

2 20

3









Considerando:

I.- De los resultados de la prueba granulométrica efectuada en las muestras alteradasrecuperadas del SPE, se observa que 4.5% del suelo lo conforma el suelo fino, por lo tanto

puede despreciarse su aportación. = . 10.- Obtención de Módulo de Elasticidad.

Para el Módulo de elasticidad, se tomará igual a la reportada de las pruebas con la muestrainalterada, considerando que se trata del mismo estrato “D” del SPE-1

=


Para la relación de Poisson, se obtendrá a partir del módulo de elasticidad estatico y elmódulo de rigidez que se reportan de la muestra inalterada, considerando que se trata delmismo estrato “D” del SPE-1

=

21

G= 98.6 MPa, E=287 MPa. = .





Estrato e en SPE-2







= 5.- Calculando el esfuerzo efectivo medio, a una profundidad de 16.5m

= 4 ∗ 1 7

3 + 4.5 18.5

3 + 2.5 18.0

3 + 2 20

3 + 7

2 22







Por criterio se selecciona 39°, por tratarse de una arena de compacidad media, entra en elrango establecido por Bowles (Tabla 3-4, Anexa)


Considerando:



Por criterio se estima una cohesión igual a la del estrato B del SPE1, debido a la grancantidad de suelo fino.

=

10.- Obtención de Relación de Poisson.Como no se reportaron datos de una muestra inalterada, pero considerando la compacidadde la arena y el valor del peso volumétrico estimado, por criterio se estima una relación dePoisson igual a la del estrato D del SPE1 = . 11.- Obtención de Módulo de Elasticidad.

Como no se reportaron datos de una muestra inalterada, pero considerando la compacidadde la arena y el valor del peso volumétrico estimado, por criterio se estima un módulo deelasticidad igual a la del estrato D del SPE1

GEO RD S A DE C V “INGENIERIA GEOTECNICA E INTEGRAL ”



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GEO-RD S.A DE C.V INGENIERIA GEOTECNICA E INTEGRAL


ESTRATIGRAFÍA DETALLADA DEL SITIO 0+127.00

GEO-RD S A DE C V “INGENIERIA GEOTECNICA E INTEGRAL ”






ESTRATIGRAFÍA DETALLADA DEL SITIO 0+152.36

GEO RD S A DE C V “INGENIERIA GEOTECNICA E INTEGRAL”





ANÁLISIS DEL PROYECTO

ANÁLISIS DE LA SUPERESTRUCTURA

Vigas

Según los datos de proyecto proporcionados, el puente será estructurado a base de vigasmetálicas, las cuales, estarán conformadas por placas de acero soldadas para conformarvigas tipo IE. Las cuales tendrán la siguiente sección:






Losa

Según los datos de proyecto proporcionados, para la estructuración de la losa del puente, seempleara un sistema de losacero con un espesor total de 30cm. El cual requerirá pernos deanclaje para empotrar la losa con las vigas, con la finalidad de que ambos elementosestructurales se comporten como un solo cuerpo

La disposición de las láminas de losacero se muestra a continuación.






Placa de Neopreno y Dado de Apoyo

Debido a que los datos de proyecto no contemplan especificaciones para la placa deneopreno, ésta se propondrá a continuación para el diseño del estribo necesario.

Para ello se empleará el documento de la Dirección General de Proyectos y Laboratorios“Proyecto de Placas de Neopreno” .

1.- Longitud de la placa (se considera como longitud a la dimensión de la placa que esperpendicular al eje de la viga):

Se considerará igual al ancho de la viga. =

2.- Espesor de la placa:

= 0.012 ∗ .

Donde el espesor estará en pulgadas y longitud de la viga en pies

=0.012∗223.281

= 0.87 2.541

= 2.21

Por lo tanto se diseñara a un espesor comercial = . ”






Asi mismo, tomando en cuenta un diseño para reducir el volumen del estribo y por lo tantotambien reducir la descarga de la estructura, por criterio se diseña un peralte del dado deapoyo de 100cm = .






Junta de Dilatación

Debido a que los datos de proyecto no indica el valor estimado de la dilatación de laestructura por temperatura o de los posibles movimiento de la estructura por funcionalidad,se propondrá por criterio una junta de dilatación para poder diseñar correctamente el murodel estribo.

1.- Se estima una dilatación de la estructura y posible movimiento de la estructura, demá imo 20 cm






4.- Por lo tanto el diseño del estribo considerando la junta de dilatación tendrá la siguiente

geometría.Estribo 0+150.00






Sección Transversal del Puente

Estribo 0+150.00

Nota: La misma sección mostrada se aplica al estribo 0+128.00, con la excepción del peraltedel dado de apoyo.

ANÁLISIS DE CONFIGURACIÓN TOPOGRÁFICA DEL SITIO

GEO-RD S.A DE C.V “ INGENIERIA GEOTECNICA E INTEGRAL ”





GEO-RD S A DE C V “INGENIERIA GEOTECNICA E INTEGRAL”



GEO RD S.A DE C.V INGENIERIA GEOTECNICA E INTEGRAL


SECCIÓN DE CONSTRUCCIÓN 0+128.00

GEO-RD S A DE C V “INGENIERIA GEOTECNICA E INTEGRAL”





SECCIÓN DE CONSTRUCCIÓN 0+150.00

GEO-RD S.A DE C.V “INGENIERIA GEOTECNICA E INTEGRAL”





DATOS DE PROYECTO

Tipo de obra: Puente Vehicular Localización:

Cliente: Secretaria de Comunicaciones y Transportes

Tipo de camino: ALongitud del puente: 22.00m

Ancho del puente: 17.10m

Pendiente del puente: 3%

Estructuración de losa: Losacero

Espesor de la losa: 30cm

Estructuración de vigas: Vigas de acero IE, formadas por tres placas soldadas

Ancho de la viga: 60cm

Altura de la viga: 110cm

Número de Vigas: 5 elementos

Separación entre paño de vigas: 2.75m

Junta de Dilatación: Marca TECSA, modelo TRANSFLEX

GEO-RD S.A DE C.V “INGENIERIA GEOTECNICA E INTEGRAL”





DISEÑO GEOTECNICO Y ESTRUCTURAL

DISEÑO DE ESTRIBO 0+128.00Para el diseño del estribo se establecen las siguientes consideraciones:

1.- Para el diseño geotecnico del estribo se proponen las siguientes dimensiones:

= . , = . , = .

2.-Considerando el ancho del estribo propuesto, de la configuración topográfica reportada seencuentra las siguientes coordenadas para el estribo

A ( X= 0+126.30 , Y= 79.25m )

B ( X= 0+128.00 , Y= 78.95m )

C ( X= 0+129.70 , Y= 78.67m )

3.- La profundidad de desplante del estribo se considerara a partir de la elevación 78.67m

4.- Para el diseño geotécnico del muro se consideran las siguientes dimensiones = , = . , = .

5.- Para el relleno que será necesario colocar por detrás del muro del estribo, se consideraráun emplear un relleno granular, una arena limpia (sin finos) o en la cual el porcentaje de finos

represente menos del 5% del total, la cual deberá de ser compactada al 95% Proctor, con lassiguientes características mínimas. = , ∅ =°





Análisis de cargas

= 1 0 1 0 = 0 . 0 =1.711.7=0.01

De las coordenadas de Centro Geométrico (C.G) y Centro de Cargas (C.C), se puedeestablecer que no existe excentricidad en la aplicación de cargas, por lo tanto, la distribuciónde esfuerzos en el estribo será uniforme.

Peso del estribo:





Revisión por capacidad de carga

Para la revisión por capacidad de carga se tomaran en cuenta las siguientesconsideraciones:

1.- Considerando que el mecanismo de falla se desarrollara aproximadamente hasta unaprofundidad de 2B por debajo del nivel de desplante, entonces dicho mecanismo sepresentará hasta una profundidad de 8.8m, por lo tanto, se revisará la capacidad de cargadel estrado “ A” y “B”.

2.- Para la revisión de capacidad de carga en el estrato “B”, la transmisión de esfuerzos se

estimará empleando el método de la zapara equivalente descrito por Bowles “Foundatión

Analysis and Design” pg.286

3.- Se empleará la teoría de capacidad de carga de Hansen, ya que con ella se estimará unamenor capacidad de carga que al emplear la teoría de capacidad de carga de Vesic. Bowles

“Foundatión Analysis and Design” pg.220,226

= + +0.5

,, = ó ∅

,, =

,, = ,, = ó ,, = ó





Revisión en Estrato “A”

= ∅ 45+ ∅2

= 45+ 352 =.

= ( 1)∅ = 33.30135

=.

=1.5( 1)∅ =1.533.30135

≤ 1.5<3.4

= 1 + 0 . 4 = 1 + 0 . 4 1.53.4 =.

≤ 1.5<3.4

= 1 + 2 ∅1∅ =1+2351 35 1.5

= 3.40 = 20.0

= 1.50

= 3

DATOS:

FALLA GENERAL

= 1 7 3

∅ = 3 5 °

= 40

= = 7 6 . 3 9 °





=40∗46.12∗1.12∗1.18∗0.48+1.5∗17 3 ∗33.30∗1.10∗1.11∗0.48+0.5∗ 17 3 ∗3.4∗33.92∗0.93∗1.0∗0.48 = 2119

El factor de seguridad a emplear debido a la incertidumbre del mecanismo de falla en el talud

FS=3.0

=

= 2119 3

=

Como = > = Por lo tanto Cum ple el Estado Lím ite de Falla en el est rato

“A”





= 7.90 = 24.50 = 6.0

= 3

DATOS:

FALLA GENERAL

=18.50 3

∅ = 4 0 ° = 75

= = 7 6 . 3 9 °

= ∅ 45+ ∅2

= 45+ 402

=. = ( 1)∅ = 64.20140 =.

=1.5( 1)∅

=1.564.20140 =.

≤

= 1 + 0 . 4 = 1 + 0 . 4 6.07.90 =.

≤ = 1 + 2 ∅1∅ =1+235140 6.07 9





=75∗75.31∗1.27∗1.30∗0.48+6.0∗17 3 ∗64.20∗1.21∗1.16∗0.48+0.5∗18.5 3 ∗7.9∗79.54∗0.87∗1.0∗0.48 = 11315

El factor de seguridad a emplear debido a la incertidumbre del mecanismo de falla en el talud

FS=3.0

=

= 11315 3

= Como

= > =

Por lo tanto Cum ple el Estado Lím ite de Falla en el estr ato





Revisión por asentamientosPara la revisión por asentamientos se tomaran en cuenta las siguientes consideraciones:

1.- Debido a que los suelos presentes en la estratigrafía no se tratan de suelospredominantemente finos y en condición saturada, por lo tanto, no se presentaránasentamientos plásticos por consolidación primaria y secundaria.

2.- El asentamiento total será al correspondiente por asentamientos elásticos o inmediatos

3.- Para la determinación de la transmisión de esfuerzos, se empleará la teoría elástica deBoussinesq, la solución para superficies rectangulares elaborada por Newmark y latabulación para valores de influencia en superficies rectangulares de Fadum, la tabla 5-1“Stress Influence values Iσ beneath the corner of a base BXL” se anexa al documento ,Bowles “Foundatión Analysis and Design” pg. 293, 294

4.- Para determinar la transmisión de esfuerzos al centro geométrico del estribo, se subdiviráen 4 secciones iguales con una misma esquina en común, ya que la solución de Newmark

ofrece la determinación de esfuerzos pero en la esquina del área cargada.5.- Para el cálculo de asentamientos inmediatos, se empleará la teoría de elasticidadelaborada por Timoshenko & Goodier, Bowles “Foundatión Analysis and Design” pg.303

6.- Se emplearán los factores de influencia desarrollados por Steinbrenner, para ello seutilizarán la figura 5-7 “Influence factor IF for footing at a depth” y la tabla 5-2 “Values I1 and

I2 to compute de influence factor Is”, los cuales se encuentran en Anexos, “Foundatión

Analysis and Design” pg.303, 304, 305

7.- Por criterio, se decide emplear el método de Joseph E. Bowles, el cual indica unaalternativa para usar la teoría de Timoshenko, Bowles “Foundatión Analysis and Design”

306 308





Est imación de transmisión d e esfuerzos

Ya que ninguno de los estratos entra en la condición establecida para ser considerado comoel estrato “duro”, entonces, se calculará hasta una profundidad H=z= 5B= 5*3.4m = 17m

=

El cual se considera a partir de la profundidad de desplante. Por lo tanto se revisará hastaelevación de 60.50m del terreno.

I.- Estrato “A”

Para z= 2.25m (medido a partir de DF=1.5m) , elevación= 75.25m

DATOS: L= 10m , B= 1.70m , = ∗ = ∗ =661 , =4





= = 1.707.0 = . = = 107.0 =.Empleando la tabla anexa tabla 5-1 “Stress Influence values Iσ beneath the corner of a baseBXL” con los valores de M y N. =0.0698 ∆ = ∗ ∗ = 661 ∗ 0.0698 ∗ 4

∆ =

III.- Estrato “D”


DATOS: L= 10m , B= 1.70m , = ∗ = .∗ =661 , =4Donde m= 4 cuando se esta calculando al centro del área original, el cual representa elnúmero de esquinas que contribuyen al esfuerzo.

= = 1.7012.50 = . = = 1012.50 = . Empleando la tabla anexa tabla 5-1 “Stress Influence values Iσ beneath the corner of a baseBXL” con los valores de M y N. =0.0356

∆ = ∗ ∗ = 661 ∗ 0.0356 ∗ 4

∆ =

IV E t t “E”





Obtención del módulo de elast ic idad y relación d e poisson promedio.

= + + +

= 45 ∗ 6.001.50 + 66 ∗ 5 + 287∗6 +287∗1.504.50+5+6+1.5

=

= + + + = 0.46∗ 6.001.50 + 0.40∗5 + 0.45∗6 +0.45∗1.504.50+5+6+1.5 = .

Obtenc ión de factores de Influ encia Is, If

Para calcular el asentamiento al centro del área cargada L’ y B’ serán:

= 2 = 3.402 =. ′= 2 = 202 =

= ′′ = 101.70 = . = ′ = 171.7 =Empleando la tabla anexa 5-2 “Values I1 and I2 to compute de influence factor Is” con M y N





Estimación de A sentamient os Elástico s

∆ = ∆ ∗ ∗ 1 ∗ ∗ ∗

Donde m=4 para asentamientos calculados al centro,

I.- Estrato “A”

∆ = 472 ∗ 1.70 ∗ 10.43158000 ∗4∗0.73∗0.9=0.010=.

II.- Estrato “B”

∆ = 185 ∗ 1.70 ∗ 10.43158000 ∗4∗0.73∗0.90=0.004=.

III.- Estrato “D”

∆ = 94 ∗ 1.70 ∗ 10.43158000 ∗4∗0.73∗0.9=0.002=.

IV.- Estrato “E”





Análisis de empujes de tierras

Para el análisis de empujes de tierras se tomaran en cuenta las siguientes consideraciones:

1.- En base a la configuración topográfica, se obtienen las siguientes coordenadas

O ( X= 0+115.53 , Y=81.58 ), el cual corresponde al punto donde la elevación del terrenonatural coincide con la elevación de la rasante

A ( X= 0+126.30 , Y= 79.25m ), el cual corresponde al borde del estribo2.- Por criterio, se considera excavar uniformemente el terreno natural desde elcadenamiento 0+115.53 hasta el cadenamiento 0+126.30, hasta una elevación de 79.25.

3.- Por criterio, se propone rellenar con un material granular, una arena limpia (sin finos) oen la cual el porcentaje de finos represente menos del 5% del total, la cual deberá de ser

compactada al 95% Proctor (con las siguientes características mínimas.

= ,∅ = °), desde el cadenamiento 0+115.53 hasta el cadenamiento 0+126.30

4.- Aunque el relleno deberá de ser colocado hasta el nivel de rasante de proyecto, para elanálisis de empujes de tierra sobre el muro del estribo, se considerará una inclinaciónhorizontal del relleno ( =0.00°), además el ángulo del respaldo del muro es de = 9 0 ° 5.- Para realizar el análisis de empujes de tierras se considera emplear la solución de Bellpara suelos cohesivos-friccionantes, empleando los coeficientes de empujes de Rankine.

Bowles “Foundatión Analysis and Design” pg.601, 605





= 45 322

=0.31

Determinación de coeficientes KA

Para “Relleno”

= 20 0.27 +183 ∗1.75+

173 ∗2.080.27240√0.27 =18.1

Para elevación= 77.17





Revisión por Volteo

Para la revisión por volteo se despreciará la aportación favorable de la descarga de lasuperestructura, tomando como momento resistente el peso propio del estribo.

= ∑

∑

= = . ∗

= 3460 3.42 55

= 1 1 0

Como FS > 1.3, por lo tanto Cumple Revisión por Volteo

Revisión por Deslizamiento

Para la revisión por deslizamiento se despreciará la aportación favorable de la descarga de lasuperestructura, tomando como carga normal a la superficie de deslizamiento al peso propiodel estribo





Análisis de Estabilidad de Talud

Para el análisis de la estabilidad del talud se tomarán en cuenta las siguientesconsideraciones

1.- Se empleará el Método de Fellenius para determinar la estabilidad del talud. Jaime

Suárez, “Deslizamientos: Análisis Geotecnicos” pg. 1532.- Se empleará el programa SLIDE Rockscience para determinar la localización de lasuperficie crítica de deslizamiento, asociada al menor valor del Factor de Seguridad en elTalud.

3.- Se realizará el análisis bajo condiciones sísmicas, con un Cs=0.16

4.- Se empleará el análisis de la configuración topográfica reportada para la modelaciñon

geométrica del medio, empleando el talud promedio de la barranca5.- Debido a que el programa realiza el análisis en un ancho unitario, entonces el valor totalde la descarga deberá descomponerse en anchos unitarios

= 44960 20

=2248 ℎ

6.- Una vez realizado el modelamiento geométrico y la asignación de propiedades del suelo,se localizará el estribo en base a las coordenadas topográficas por lo tanto la carga por


CALCULO: DOMINGUEZ ALFARO RUBEN





Como FS < 1.3, por lo tanto No cump le Estabi l idad del Talud





Diseño del Sistema de Anclaje

Para el diseño del sistema de anclaje se tomaran en cuenta las siguientes consideraciones

1.- Ya que para que el talud pueda ser estable se necesita adicionar acciones resistentes queestén actuando en todo momento, se propone el uso de Anclas Activas para su

estabilización.2.- Se propone emplear nueve niveles de anclaje separados verticalmente a cada 1.50m

3.- Considerando que el estribo se encuentra desplantado hasta la elevación 77.17m, lossistemas de anclajes se comenzarán a construir a partir de la elevación 76.5m, para evitar laintersección del cuerpo del estribo y los anclajes

4.- Se decide utilizar la misma fuerza de anclaje y el mismo ángulo de inclinación α=10° con

respecto a la horizontal, para cada uno de los 9 niveles de anclaje.5.- Para la revisión de la estabilidad del talud con influencia de los sistemas de anclaje seempleara el Método de Fellenius. Jaime Suárez, “Deslizamientos: Análisis Geotecnicos” pg. 153. SMMS “Manual de Construcción Geotecnica Vol.I ” pg.320

6.- Siendo que el talud será permanente, por criterio se establece que el factor de seguridadmínimo en condición sísmica y con influencia de las anclas será de FS=3, SMMS “Manual

de Cons trucción Geotecnica Vol . I ” pg.271

7.- Por criterio, no se considerara utilizar el factor de reducción FR=1/3 para obtener lafuerza sísmica, de dicha manera se diseñara de una manera más conservadora los anclajes

i T G ál “A l t k / 2”





Análisis d el Talud sin influ encia de Anc lajes





Análisi s d e Fuerza de A nc laje Necesaria





3 = 1449.22 + 3.5533213.94 7.787 9641.82 23.361=1449.22 +3.553

26.914=8192.6

ó =. (Fuerza de Anclaje total)

ó =.

(Fuerza por Ancla)

Prop uest a de dis eño est ruc tu ral del An claje

Empleando la tabla de propiedades de cables para anclaje (anexo).

Se propone emplear las siguientes características del anclaje con el cual se realizaran lasrevisiones pertinentes para ser validados.





Determin ación del número de cables y fuerza real de anclaje

Determin ación de la long itud l ib re (Ll)

La longitud libre mínima corresponderá a la longitud del ancla que se encuentra entre la caradel talud y la superficie de falla crítica

= ∗ = 0.65 ó =0.65∗26.19

=17.02

.= ó

.= 33.82 17.02 =1.98

. =

= ∗.

=17.02 2

= .





Determinación de la longi tud del bulbo (Lb)

Para NA-1, NA-2 = ∗ ∅∅

Donde el factor de seguridad es FS=3, debido a que se trata de un talud permanente

= 34.04 ∗ 3∗0.0508∗98.10 ∗35

=.

Para NA-3, NA-4, NA-5, NA-6

= ∗ ∅∅


= 34.04 ∗ 30 0508 98 10 40





Revisión po r adherenci a lechada-suelo (L l-s)

− = ∗ ∅

Donde V es el cortante de la lechada y según el ACI V=0.06f’c

= 0 . 0 6 150 2 = 9 2

=882.90 2

− = 34.04 ∗ 3882.90∗0.0508∗

− = .

Como LB= 9.35m , 7.80m, 7.55m > = 0.72

Cumple Revisión po r adherencia lechada-suelo

Revisión po r adherencia lech ada-acero (L l-a)

− = ∗ (.∗∗∅)

∅ = 4 ∗





Revisión de estabilid ad en con dici ón sísm ica y co n influ encia de los anclajes


DOMINGUEZ ALFARO RUBEN




Revisión de capacidad de carga para los dados de reacción

1.- Se empleará la teoría de capacidad de carga de Hansen. Bowles “Foundation Analysis

and Design” pg.220,226

= + +0.5

,, = ó ∅ ,, = ,, = ,, = ó ,, = ó ,, = ó

4.-Los factores de carga inclinada y los factores de capacidad de carga por baseinclinada serán igual a 1 para este caso.

5 P ti l ti d f ll id d d id á l id d


CALCULO DOMINGUEZ ALFARO RUBEN




Ɣ= 17.00 kN/m3 Nc= 46.12 Ɣ= 18.50 kN/m3 Nc= 75.31 Ɣ= 20.00 kN/m3 Nc= 83.86

Ø= 35.00 Nq= 33.30 Ø= 40.00 Nq= 64.20 Ø= 41.00 Nq= 73.90C= 40.00 kPa NƔ= 33.92 C= 75.00 kPa NƔ= 79.54 C= 0.00 kPa NƔ= 95.05

η= 76.00 Sc= 1.72 η= 76.00 Sc= 1.85 η= 76.00 Sc= 1.88

Sq= 1 57 Sq= 1 64 Sq= 1 66

Para NA-3, NA-4 , NA-5

Datos del suelo Factores

F.C.C.

F FDatos del dado

Para NA-6, NA-7 , NA-8 ,

N-A9Datos del suelo Factores

F.C.C.

F FDatos del dado

ANALISIS DE CAPAD IDAD DE CARGA PARA DADOS DE REACCIÓN EN ANCLA JES

Para NA-1 , NA-2

Datos del suelo

Datos del dado

Factores

F.C.C.

F F

= ∅ 45 + ∅2

= ( 1)∅ =1.5( 1)∅

= 1 . 0 + ∗

= 1 . 0 + ∅

=1.00.4

= 1 + 0 . 4 ≤

=1+2∅1+∅ ≤

=. ∅

= 1 °147° = − , ∅ = − , ∅






Diseño d e separador y tub o de iny ección

El separador es el elemento del anclaje que sirve para generar una distancia libre entre loscables o torones, dicha separación tiene su vital importancia en la longitud libre del ancla, yaque en ella es donde los cables podrán deformarse con libertad en función a la fuerza deanclaje aplicada.

Ya que para el anclaje que se esta diseñando se verifico que dos cables de Ø=1/4” son

suficientes para la fuerza de anclaje, se utilizara un separador como el que se muestra en laimagen para dos cables.

Se propone emplear un separador de plástico de s=1 1/4” (medido de centro a centro de

cable) y un tubo de inyección de 1/2” de diámetro.






Diseño de cab ezal mul tit or on y c uñas p ara cabl es

Es el elemento del anclaje que se encuentra apoyado sobre la placa de apoyo, en el cual secolocan las cuñas de acero para cada cable; dichas cuñas son los elementos que restringenel desplazamiento de los torones que tienden a recuperar su longitud original posterior a latensión de los mismos.

Ya que en la placa de apoyo y en el dado de reacción se debe de colocar un tubo de PVCØ

Cuñas de aceropara cables

Cabezal de aceromultitoron






Diseño d e la Placa de A poy o

Para el diseño de la placa de apoyo se tomaran en cuenta las siguientes consideraciones:

1.- Aclarando que para el diseño del anclaje en el suelo se utilizó un factor de seguridadFS=3,para el diseño de la placa de apoyo y el dado de concreto se utilizara un factor de

seguridad FS=1.5, ya que existe un mayor control de calidad en la elaboración del concreto einstalación de los elementos metálicos, es decir que existe menor incertidumbre.

2.- Se empleará el método de diseño LRFD para diseñar la placa de acero. McCormarc“Diseño de Estructuras de Acero” pg.222

Para el diseño se establece que la resistencia nominal de contacto del concreto debajo de la

placa base (Pp), deberá de ser mayor o igual a la carga soportada (Fuerza de Anclaje)

Cuando el área del concreto es cubierto totalmente por la placa base: = 0 . 8 5 ∗ ∗ 1

Donde A1= El área de la placa base

Cuando el área del concreto no es cubierto totalmente por la placa base entonces la






3.- Se considerará que “La placa base no cubrirá totalmente el área del dado de

reacción”, además se considerará diseñar con el límite máximo = 1 . 7 ∗ ∗ 1 ,igualando la resistencia total con la fuerza última a aplicar.

4.- Para obtener la fuerza última aplicable, se aplicará un factor de seguridad de 1.5 a lafuerza de anclaje.

I.- Área de la placa = 1.7′

= ∗ 1.7′

Donde:

FS= Factor de seguridad de 1.5

Φ = 0.65

f’c= Resistencia a la compresión del concreto del dado de reacción (se propone 250 kg/cm2)

= 34.04 ∗ 1 9.81 ∗ 10001 ∗1 . 51.7∗0.65∗250 2






Para facilidad del diseño se considerará una sección cuadrada de la placa base

Como el ancho necesario calculado de la placa es menor al diámetro del cabezal, significaque para soportar la fuerza de anclaje la placa de apoyo necesita una dimensión menor alcabezal, pero como la placa de apoyo debe de ser de una dimensión mayor que el cabezal,se decide emplear una placa de apoyo cuadrada de B=5” = 12.50 cm

="Revisando la capacidad de la placa de apoyo

A1= Área del concreto = 30cmx30cm = 900cm2

Ap= Área del cabezal= ∗. = 45.60 cm2

= 1 = 900245.602 =4.44

Como el valor máximo de

debe de ser =2, por lo tanto se empleara el factor=2






II.- Espesor de la Placa

= ∗

= 34.04 ∗ 1 9.81 ∗ 10001 ∗1 . 512.50

=33.27 2

= ∅2

= 12.507.622

=2.44

=

0.25′

Donde

f’y= Esfuerzo de fluencia del acero para la placa (Se propone un acero A-36 f’y=2530






Calcu lo área del d ado necesario

Según el código ACI-1983 en el procedimiento correspondiente al diseño de la placa base,para la placa más económica, el área del dado de reacción debe de ser 4 veces el área de laplaca, por lo tanto según las dimensiones diseñadas de la placa de apoyo. = 4 =4∗12.5∗12.50=625 2Si el dado se propone que sea de sección cuadrada. = = √ 6252 = 25

Pero por capacidad de carga se determinó que para un dado de sección cuadrada serequiere una dimensión mínima de la base de 30cm, si se utilizara la dimensión de 25cmpodría generar una falla por cortante en el suelo que subyace a los dados.

Por lo tanto < =






Revisión por efecto de cortante en una dirección.

Donde

FS= Factor de seguridad (FS=1.5)

= 0.80 ó bw= ancho del dado para el efecto de cortante en una dirección

d= peralte del dado de reacción (d=15cm)

f’c= Resistencia a la compresión del concreto para el dado de reacción (f’c=250 kg/cm2)

= 2 = 3012.70152

= ∗ ∗ ∗

= ∗ ∗ ∗ 0 . 5 3 ′

= 2






= 0.80 ó

bo= Perímetro por efecto de bloque en dos direcciones

d= peralte del dado de reacción

f’c= Resistencia a la compresión del concreto para el dado de reacción

βC=Relación del lado largo entre el lado corto de la placa =12.70+15=27.70

= 34.04 ∗ 1 9.81 ∗ 10001 ∗ 1 . 530 ∗ 30∗30 27.70∗27.70

= ∗ ∗

= ∗ ∗ ∗ 0 . 2 7 ′ 2 + 4

=

= + ≤





LICENCIA: 2011310142 GERENCIA: 9CM12CONSULTORÍA Y REVISIÓN: ING. CARLOS GARCIA ROMEROCONCEPTO: CLIENTE: FECHA:

Diseño del acero de refuerzo para el dado

Para el diseño de acero de refuerzo para los dados se tomaran en cuenta las siguientesconsideraciones.

1.- Se considera como momento último, al que se aplica a la mitad de la distancia entre elpaño del dado y el borde de la placa base, similar al diseño para zapatas. IMCYC “Diseño

de Estructuras de Con creto con forme al reglamento ACI 318- 77 Tomo 3” pg.58

2.- Para el diseño de acero por flexión, se revisará la cuantía de acero mínima y máxima paraobtener una falla balanceada del acero y concreto. RCDF “NTC Estructuras de Concreto

2004” pg.308, 309, donde β=0.85

= 0.7′

∗ ∗ = = ′′

∗ 6000

+ 6000 ∗ ∗

3.- Para el diseño de acero por flexión, se obtendrárá la cuantía de acero necesaria asociadaal momento último actuante, empleando la tabulación realizada por González Cuevas,

Apendice B “Porcentajes de refuerzo para secciones rectangulares”, González Cuevas

“Aspectos Fundamentales del Concreto Reforzado” pg,741

4.- Para el diseño del acero por cortante, se verificará el cortante soportado por el concreto yacero por flexión, RCDF “NTC Estructuras de Concreto 2004” pg.315, 316

<0.0015 = ∗ ∗ ∗ 0 . 2 + 2 0 ∗ ≥0.0015 = 0 . 5 ∗ ∗ ∗ ∗ ∗






1.- Diseño para NA-1, NA-2, NA-3, NA-4, NA-5

I.- Acero por flexión

= ∗ ∗ ∗ .

= 34 0.30 ∗0.30∗ 0.30.1272 ∗1.5

= 14.71

= 2 = 0.08652 =0.043

14 71 0 043 0 63






=1.37 2

Empleando la tabla anexa Apendice B, con f’c=250 kg/cm2, fy=4200 kg/cm. Se obtiene

(Considerando el mínimo valor de la tabla) = 0 . 1 %

= .

=

==0.001∗30∗12.5 =.

Según el ACI en la sección 14.3, la mínima cuantía de acero por temperatura y contraccióndeberá de ser de 0.0025 en el sentido horizontal ==0.0025∗30∗12.5 =.

Por lo tanto se diseñará con el área de acero mínima para falla balanceada =






II.- Acero por cortante

Proponiendo usar estribos #2 en ambos sentidos(as=0.32 cm2)

= 0.80 ∗ 0.322 ∗ 2 ∗ 2 ∗ 4200 2 ∗12.53678

= 1 5

=6 0 5 0 5∗12 5≈6

= ∗ . = 34.04 ∗ 1.5 = 51.06

=

=

= 2.84 230∗12.5

=0.008<0.015

=0.8∗30∗12.5∗0.2+20∗0.008 0.8∗250/2 =

= 5205 1527 =






2.- Diseño para NA-6, NA-7, NA-8, NA-9


= ∗ ∗ ∗ . = 34 0.50 ∗0.50∗ 0.50.1272 ∗1.5

= 19

=

2 = 0.186552 =0.093

= ∗ = 19 ∗ 0.093 = 1.767






= 18012 5022.5 =0.72 2


(Considerando el mínimo valor de la tabla)

= 0 . 1 % = .

=

==0.001∗50∗22.5

=.

Según el ACI en la sección 14.3, la mínima cuantía de acero por temperatura y contraccióndeberá de ser de 0.0025 en el sentido horizontal

==0.0025∗50∗22.5

=.







= ∗ . = 34.04 ∗ 1.5

= 51.06

= =

= 4.26 250∗22.5

=0.004<0.015

=0.8∗50∗22.5∗0.2+20∗0.004 0.8∗250/2

=

= 5205 3564 =






Esqu ema final de sistema de anclaje


CALCULO: DOMINGUEZ ALFARO RUBEN LICENCIA 2011310142 GERENCIA 9CM12




Diseño estructural del estribo

Cons ideraci on es de d iseño.1.- Para la obtención de los elementos mecánicos en el estribo, se empleará el programa STAAD, enel cual:

I.- Las descargas de la superestructura a través de las vigas se considerarán como cargas puntuales,adicionando a cada una el 20% del peso propio del estribo.

= + . 5 = 8300 + 3460 5 = 8992

II. La reacción del terreno, se considerará igual al esfuerzo que transmite la cimentación debido a laausencia de expansiones en el terreno, la cual, se modelará como una carga uniformementedistribuida.

= ∗ = 661 ∗ 3.4 = 2247.4

2.- Consideraciones para la zapata del estribo

I.- Se revisará el peralte por efecto de cortante en una y dos direcciones. IMCYC “Diseño de

Estructuras de Conc reto con forme al reglamento ACI 318- 77 Tomo 3” pg.52. “ NTC

Estructuras de Con creto 2004 ” pg.327,379Descarga

de laestructura






I.1.- Para la revisión de cortante en una dirección se revisara solamente en el sentido largo, ya que

como se muestra en la siguiente figura, en el sentido corto no tiene efecto de cortante.

= ∗ ∗

= ∗ ∗ ∗ 0 . 5 3 ′

Donde φ= 0.80 por cortante

I.2.- Para la revisión de cortante en dos direcciones, se considerará el efecto simultaneo de los 5apoyos, tal como se muestra a continuación






III.- En el sentido corto de la zapata del estribo, debido a la interacción entre la reacción del

terreno y la aplicación de carga en el dado de apoyo, se idealizará la flexión de la zapatacomo en la siguiente figura.

IV.- En el sentido largo del estribo se considerarán dos modos de flexión

IV. 1.- Flexión total del estribo, asociado al máximo momento flexionarte del diagrama demomento al analizarlo como viga. Tal como se muestra en la siguiente figura. McCormarc“Diseño de Concreto Reforzado” pg 367-370


CALCULO: DOMINGUEZ ALFARO RUBEN LICENCIA: 2011310142 GERENCIA: 9CM12




IV.2.- La flexión producida en una sección crítica, la cual, se tomara desde el borde del

estribo hasta la cara del dado de apoyo. Tal como se muestra en la siguiente figura. RCDF“NTC Estructuras de Concreto 2004” pg.378. McCormarc “Diseño de Concreto

Reforzado” pg 367-370

V.- En base a los modos de flexión considerados se diseñará el adecuado armado por flexiónpara cada sentido de manera uniforme.

VI.- Conservadoramente el uso de estribos en zapas es poco práctico y antieconómico, porello es que el espesor efectivo de las zapatas se selecciona de manera que el cortante ultimoqueda limitado a la fuerza cortante de diseño que el concreto puede tomar sin refuerzo,además de ello el uso del emparrillado de acero por flexión en ambos sentidos junto con el

t b b l f t t i t t P it i t bl l






Donde

≤ 4 A1= Área del dado A2= Área de la zapata

II. Aunque se cumpla la condición < ,se considerará emplear un área de acero mínimode ρ= 0.005, por medio de espigas y revisando así mismo la longitud de anclaje necesario.Pero si no cumple la condición

< , entonces se deberá aumentar la sección del dado .

IMCYC “Diseño de Estructuras de Concreto conforme al reglamento ACI 318 -77 Tomo3” pg.60

III. Debido a que el dado está sometido a una carga puntual concéntrica y que se reforzarámínimo con espigas, por criterio no se considera un armado por flexión.

IV.- Se revisará la resistencia por compresión del elemento incluyendo el acero de refuerzopor las espigas, dicha capacidad resistente deberá de ser mayor a la descarga de lasuperestructura que recibe cada dado. González Cuevas “Aspectos Fundamentales del

Concreto Reforzado” pg.523 = < (0 70∗∗ ∗ + 2 0 0 ∗ )






II.- Por criterio se establece aplicar un Factor de Carga de 1.5 para el Empuje Activo y

Momento Activo

III.- El acero por flexión se colocará en la cara del muro en contacto con el relleno, mientrasque en la cara opuesta del muro se colocara el acero por temperatura y contracción.

IV.- Para el diseño de acero por flexión, se considerará amarrar dichas varillas alemparrillado de la zapata por medio de ganchos rectos, la longitud de dichos ganchos seráigual a la longitud de desarrollo de acero a tensión en varilas con dobleces.

V.- Para el diseño del acero por cortante, se utilizará un emparrillado de varillas paralelas aleje longitudinal del estribo y amarradas directamente sobre las varillas por flexión.

VI.- Ya que el análisis del empuje de tierras se realizó en un metro lineal, el acero derefuerzo, entonces, el diseño del armado del muro también se realizará en un metro lineal delmuro

4.- Consideraciones para los diseños de armado.

I.-Ya que todo el estribo estará sujeto al intemperismo, tanto para el muro, la zapata y losdados de apoyo, se considerará emplear un acero de refuerzo mínimo por temperatura ycontracción. McCormarc “Diseño de Estructuras de Concreto” pg. 405

II.- Para el diseño de acero por flexión, se revisará la cuantía de acero mínima y máxima paraobtener una falla balanceada del acero y concreto, para elementos de seccionesrectangulares. RCDF “NTC Estructuras de Concreto 2004” pg.308, 309, donde β=0.85

= 0.7′ ∗ ∗ = = ′′ ∗ 6000 + 6000 ∗ ∗






VI.- Los factores de Resistencia por flexión y cortante serán de 0.90 y 0.80 respectivamente,

RCDF “NTC Estructuras de Concreto 2004” pg.307

VII.- Ya que todo el estribo estará sujeto a la acción del intemperismo, se considera emplearun recubrimiento de 5cm.

VIII-Se revisará la longitud de desarrollo mínima para anclaje del acero a tensión,multiplicando la longitud básica de anclaje por el factor que aplique según las condiciones delarmado; se emplearán las tablas 5.1 y 5.2 “Factores que modifican las longitudes de

desarrollo”. Dicha longitud de desarrollo no será menor de 30cm. RCDF “NTC Estructurasde Concreto 2004” pg.351-355

IX.- Para el adecuado anclaje del acero a flexión en el estribo, tal como una zapata, se podrárealizar dobleces en las varillas cercanas al paño del estribo, en donde, los dobleces podráser a 90° seguidos de tramos rectos en una longitud igual a 12∅. “NTC Estructuras de

Concreto 20 04” pg.316

X.- En caso de que se requieran paquetes de varillas, considerando que ningún elemento delestribo se considera como columna, éstas no serán mayores a tres elementos. “NTC

Estructuras de Concreto 2004” pg.357

Análisi s de Element os Mecáni co s Act uan tes en el estr ibo






Revisión po r efecto de co rtante en la zapata del

estr ibo

1.- Revisión por cortante en una dirección.

= ∗ ∗ = 661 3 ∗3.4∗0.90

=

= ∗ ∗ ∗ 0 . 5 3 =0.80∗340∗195∗0.53∗ 250 2 =4444777

=

Como < Cumple Revisión por Cortante en una Dirección

2.- Revisión por cortante en dos direcciones.





CONSULTORÍA Y REVISIÓN: ING. CARLOS GARCIA ROMEROCONCEPTO: CLIENTE: FECHA:

3.- Revisión por momento resistente

= 0 . 2 1 ∗ ∗ ∗ =0.21∗250 2 ∗340∗195 =598893,750

= = (diagrama de momentos)

Como

> Cumple Revis ión por Momento Resistente

Diseño del acero de refuerzo po r flexión en el lado c or to del estrib o






= 97027523 1995195 =1.28 2


= 0 . 1 %

= . =

==0.001∗1995∗195

=.

Ya que el área de acero calculada se encuentra dentro de los rangos establecidos, diseñará con elárea de acero calculada =

Considerando usar varillas #5 (as=1.98 cm2, db=1.59cm)

= = 389 21.98 2 = 196 8






II.- Considerando el momento en la sección crítica

= 2247.40 2.90 ∗ 2.902 = 9450

= ,

III.- Ya que el momento último obtenido del diagrama de momentos resulta ser el mayor delos dos analizados, por lo tanto, es el momento que se utilizará para diseñar el acero aflexión en el lado largo del estribo =

Ya que se sigue tratando de la misma sección rectangular de la zapata del estribo: =



Í Ó




=



= = 322 27.94 2

= 40 = .

Empleando paquete de varillas de 2 elementos

= 3402∗51 9 1 =17.36

2#10 @ 16.50cm en el sentido corto

Para los ganchos de las varillas a 90°

=12∅

=12∗3.18=38.16



Í Ó




Revis ión p or transmisión de esfuerzos en el dado d e apoyo

= 8.30 = ,

1 = 0.80 ∗ 1.0 = 0.802 = 80002

2 = 3.40 ∗ 20 = 682 = 6800002

= . =9.21 como 9.21>2 entonces = 2



Í Ó




Diseño espig as de para el d ado de apoy o

= 0.005 í í

=

Donde b y d corresponden a las dimensiones del dado

==0.005∗80∗35 =

Considerando usar varillas #5 (as=1.98cm2, db=1.59cm)

=

= 14 2

1.98 2

=7.07 Por criterio para cumplir revisión por resistencia a compresion = .

12#5

=0.24 ∗


CALCULO: DOMINGUEZ ALFARO RUBEN LICENCIA: 2011310142 GERENCIA: 9CM12CONSULTORÍA Y REVISIÓN ING CARLOS GARCIA ROMERO




Diseño del acero de refuerzo trans versal de esp igas

Considerando estribos No.2 =0.64

=48∅ =48∗1.59=76

= 2 = 802 =40

Est #2 @ 40cm


CALCULO: DOMINGUEZ ALFARO RUBEN LICENCIA: 2011310142 GERENCIA: 9CM12CONSULTORÍA Y REVISIÓN ING CARLOS GARCIA ROMERO




Revis ión de la capacidad de resistencia por comp resión d el dado

= < (0.70∗∗ ∗ + 2 0 0 ∗ ) = 8.30 = ,

∗ = 0 . 8 0 ∗ = 0 . 8 0 ∗2 5 0 2 = 200 /2 = 0.70.7 ∗ 200 2 ∗80∗100+4200∗23.762 =,

Como > Cumple Resistencia po r Compresión

Diseño de acero de refuerzo p or fl exión en el mu ro d el estribo

= = 55

= ,


CALCULO: DOMINGUEZ ALFARO RUBEN LICENCIA: 2011310142 GERENCIA: 9CM12CONSULTORÍA Y REVISIÓN: ING CARLOS GARCIA ROMERO




=0.2485%

=.

=

==0.002485∗100∗25

=.

Ya que el área de acero calculada es menor al área mínima de acero =

Considerando usar varillas #3 (as=0.71 cm2, db= 0.95cm)

= = 7 20.71 2 =9.8 = .

= 10010

=10

#3 @ 10cm ∗




Como

> no requiere armado para soportar la fuerza cortante, por lo tanto solo se

armará por temperatura y contracciónPara el armado por temperatura el ACI en la sección 14.3, la mínima cuantía de acero portemperatura y contracción deberá de ser de 0.0025 en el sentido vertical=0.0025

=

==0.0025∗100∗25 =.

Considerando usar varillas #3 (as=0.71cm2)

= = 6.25 20.71 2

=8.8 = .

= . = 18310 =18

Por criterio y para facilidad de armado

#3 @ 20cm






Diseño del Sistema de Drenaje

Para el diseño del sistema de drenaje se tomaran las siguientes consideraciones:1.- Ya que en el sitio no se encontró la presencia del nivel de aguas freática y de quetopográficamente no se presentan escurrimientos con caudales constantes de agua, porcriterio el sistema de drenaje solo será preventivo.2.- Se considera realizar perforaciones de 2” 3.- Los drenes serán de PVC de 2” de diámetro, con ranuras de 2mm de ancho en unadensidad de 40 ranuras por metro lineal de tubería, dichos drenes serán protegidos con

geotextil. Segovia Pacheco, “ Casos prácticos de taludes permanentes”, SMMS, “XXVRNIG”. Pg 549. Jaime Suarez, “Deslizamientos: Técnicas de Remediación” pg 814.- Los drenes se colocarán con una inclinación de = 2 0 ° y una longitud de 10m.5.- Los drenes se colocarán a cada 3m tanto verticalmente como horizontalmente.6.- Se instalaran 4 niveles de drenaje, a partir de la elevación 73.00m






Diseño complementario para protección y estabilización del Talud

Por criterio de diseño, se realizará una protección del talud de forma mixta: Aplicandoconcreto lanzado y ecológicamente empleando vegetación.

Dicho criterio se fundamenta en las investigaciones realizadas en la Universidad Industrial deSantander de Colombia y por la Experiencia de la Corporaciñon de Defensa de la Meseta deBucaramanga. Estas investigaciones sobre el beneficio de usar árboles y plantas para

proteger un talud, indican que la vegetación no solo protege del intemperismo al suelo, sinoque en algunos casos ha llegado a aumentar el factor de seguridad del talud en un 30%.Jaime Suárez “La Vegetación como elemento básico de refuerzo y protección de suelos”- “ X

Congres o Panameric ano de Mecáni ca de Suelos e Ing eniería de Cimen tacio nes Vo l.

II” pg.728

Criterio para d iseño d e Con creto Lanzado

Al analizar el cálculo de la estabilidad del talud puede observarse que el estrato que aportouna menor resistencia al esfuerzo cortante fue la “Arena con Grava”, debido a la ausencia de

cohesión en el suelo.

Dicha observación se basa en la Ley de Resistencia al Esfuerzo Cortante de Coulomb, en la

cual, la resistencia que ofrece un material al esfuerzo que tiende a cortarlo, proviene de unafuerza de cohesión entre las articular de suelo y la fuerza de fricción asociada a uncoeficiente de fricción multiplicado por una fuerza normal a la superficie de falla. Terzaghi &






Criterio para d iseño para el us o de Vegetación

Se justifica el uso de vegetación debido a los siguientes beneficios:

A) Disminuye el aumento de humedad en el suelo por efecto de evapotranspiraciónB) Aplica como una sobrecarga que es favorable a las fuerzas resistentes del sueloC) Genera un anclaje natural en el suelo por medio de sus raícesD) Retiene las partículas de suelo por acción de sus raíces, evitando así la erosión del

sueloE) Resulta ser una solución económica y ecológica

Según el tipo de vegetación es como influirá en el suelo, en donde la magnitud de las raíces

está en función proporcional del árbol o vegetación que se use. Jaime Suárez “La Vegetacióncomo elemento básico de refuerzo y protección de suelos”- “ X Cong reso Panamer icano de

Mecánica de Suelos e Ingeniería de Cimentaciones Vol. II” pg.728


CALCULO: DOMINGUEZ ALFARO RUBEN LICENCIA: 2011310142 GERENCIA: 9CM12CONSULTORÍA Y REVISIÓN: ING. CARLOS GARCIA ROMERO




Como puede observarse, entre mayor longitud tengan las raíces y puedan extenderse a lo

largo de los diferentes suelos en el sitio, la original superficie crítica de falla se modificará auna menos desfavorable debido al efecto de anclaje natural. Jaime Suárez “La Vegetación

como elemento básico de refuerzo y protección de suelos”- “ X Congreso Panamericano de

Mecánica de Suelos e Ingeniería de Cimentaciones Vol. II” pg.728

1.- Por criterio se considera plantar árboles de gran altura en el pie del talud, por debajo de la





CO SU O S Ó G C OS G C O OCONCEPTO: CLIENTE: FECHA:

2.- Por criterio, se empleará las recomendaciones de Jaime Suárez en la elección de

vegetación a plantar. No se plantara un solo tipo de especie, se deberá de combinar lasespecies de plantas para lograr recuperar el sistema vegetativo. Jaime Suarez ,“Deslizamientos: Técnicas de Remediación” pg 306

3.- Para la selección de la vegetación a usar se considerará la siguiente tabla de lascaracterísticas de vegetación que pudieran ser factibles aplicar en el sitio

4.- Por criterio, como complemento a los árboles se colocaran hierbas, pastos y arbustos,también deberán de colocarse en la parte inferior del talud, por debajo del nivel del concretolanzado.





CONCEPTO: CLIENTE: FECHA:

Esquema del Sistema com plementar io para protección y estabi l idad del talud.






DISEÑO DE ESTRIBO 0+150.00

Para el diseño del estribo se establecen las siguientes consideraciones:1.- Para el diseño geotecnico del estribo se proponen las siguientes dimensiones: = . , = . , = .

2.- Debido a que en este estribo el nivel de terreno natural se encuentra por encima de laelevación necesaria el dado de apoyo, se considera que se deberá realizar una excavacióndesde el nivel de terreno natural hasta la elevación de la profundidad de desplante del

estribo. La profundidad de desplante del estribo se considerara a partir de la elevación76.81m

3.- Considerando el ancho del estribo propuesto y la consideración No.2, de la configuracióntopográfica reportada se encuentra las siguientes coordenadas para el estribo

A ( X= 0+148.30 , Y= 76.81 m )

B ( X= 0+150.00 , Y= 76.81 m )

C ( X= 0+151.70 , Y= 76.81 m )

4.- Para el diseño geotécnico del muro se consideran las siguientes dimensiones = , = . , = .

5.- Para este estribo, debido a las configuración topográfica, no se requerirá de un relleno enla parte posterior del muro del estribo, por lo tanto el suelo que estará a espaldas del muro

será la Arena Limosa color Café Claro = , ∅ = ° , =






Análisis de cargas

= 1 0 1 0 = 0 . 0 =1.711.7=0.01

De las coordenadas de Centro Geométrico (C.G) y Centro de Cargas (C.C), se puedeestablecer que no existe excentricidad en la aplicación de cargas, por lo tanto, la distribución

de esfuerzos en el estribo será uniforme.Peso del estribo:






Revisión por Capacidad de Carga

Para la revisión por capacidad de carga se tomaran en cuenta las mismas consideracionesque se realizaron en el estribo 0+128.00

1.- Considerando que el mecanismo de falla se desarrollara aproximadamente hasta unaprofundidad de 2B por debajo del nivel de desplante, entonces dicho mecanismo se

presentará hasta una profundidad de 8.8m, es decir que se desarrollara hasta la elevación68.01m

Por criterio se revisará la capacidad de carga del estrado “A”, “B”, “C” y “D”, en los cuales se

desarrollara el mecanismo de falla del suelo

Teoría de Hansen para capacidad de carga

= + +0.5

,, = ó ∅ ,, = ,, =

,, = ó

,, = ó ,, = ó






Ɣ= 17.00 kN/m3 Nc= 50.59 Ɣ= 18.50 kN/m3 Nc= 67.87Ø= 36.00 Nq= 37.75 Ø= 39.00 Nq= 55.96

C= 40.00 kPa NƔ= 40.05 C= 75.00 kPa NƔ= 66.76

Ψ= 78.87 Sc= 1.13 Ψ= 78.87 Sc= 1.17

Sq= 1.10 Sq= 1.13

B= 3.40 m SƔ= 0.93 B= 4.21 m SƔ= 0.92

L= 20.00 m dc= 1.24 L= 20.81 m dc= 1.27

Df= 2.00 m dq= 3.15 Df= 2.81 m dq= 3.87

dƔ= 1.00 dƔ= 1.00Qu= 44856 kN gc= 0.46 Qu= 44856 kN gc= 0.46

FS= 3 gq= 0.46 FS= 3 gq= 0.46

gƔ= 0.46 gƔ= 0.46

qu= 3869.85 kPa qu= 10476.26 kPa

qadm= 1289.95 kPa qadm= 3492.09 kPa

σcim= 659.65 kPa σcim= 512.00 kPa

Nota 1: Se cons idera como Falla General Nota 1: Se cons idera como Falla General

Cum p le E.L .F Cum p le E.L .F

Nota 3: La transmisión de esfuerzos s e realizo con

Metodo de "Zapata Equivalente" (B+Z)*(L+Z)

Nota 2: Se calculo hasta una elevación de 76.00m

(Z=0.81m medido desde elevación 76.81m)

Nota 2: Elevación de Profundidad de desplante =

76.81m

F.C.T. F.C.T.

Estado Limite de Falla Estado Limite de Falla

Datos del Estribo Datos del Estribo

F.P. F.P.

Datos de la superestructura Datos de la superestructura

F.C.C. F.C.C.

F.F. F.F.

Para estrato "A" Para estrato "B"Datos del Suelo Factores Datos del Suelo Factores

Ɣ= 18.00 kN/m3 Nc= 50.59 Ɣ= 20.00 kN/m3 Nc= 75.31

Ø= 36.00 Nq= 37.75 Ø= 40.00 Nq= 64.20C= 25.00 kPa NƔ= 40.05 C= 0.00 kPa NƔ= 79.54

Ψ= 78 87 Sc= 1 26 Ψ= 78 87 Sc= 1 34

Para estrato "D"Datos del Suelo Factores

F.C.C.F.C.C.

Para estrato "C"Datos del Suelo Factores






Revisión por asentamientos

Para la revisión por asentamientos se tomaran en cuenta las mismas consideraciones que serealizaron en el estribo 0+128.00

1.- Aunque siguiendo el criterio de Bowles, el estrato duro se podría considerar como elestrato de “Arena con Grava” ya que presenta un módulo de elasticidad (E=287MPa) 10

veces mayor al estrato que se encuentra por encima, es decir, la “Arena Arcillosa”(E=12MPa). Por criterio, observando la profundidad a la que se encuentra la “Arena Arcillosa”

, su compacidad “Compacta” y de espesor de 2.5m, se establece que el verdadero rango de

módulo de elasticidad deberá de ser de 30 a 50 MPa, por lo tanto, no se cumple la condiciónde “Estrato Duro” para la “Arena con Grava”.

Est imación de transmisión d e esfuerzos


CALCULO: DOMINGUEZ ALFARO RUBEN LICENCIA: 2011310142 GERENCIA: 9CM12CONSULTORÍA Y REVISIÓN: ING. CARLOS GARCIA ROMEROCONCEPTO CLIENTE FECHA




I.- Estrato “A”



= = 1.700.41 = . = = 100.41 =.Empleando la tabla anexa tabla 5-1 “Stress Influence values Iσ beneath the corner of a baseBXL” con los valores de M y N. =0.249 ∆ = ∗ ∗ = 660 ∗ 0.249 ∗ 4

∆ = .

II.- Estrato “B” Para z= 3.06m (medido a partir de DF=2.0m) , elevación= 73.75m


= = 1 703 06 = = = 103 06 =






=0.0752

∆ = ∗ ∗ = 660 ∗ 0.0752 ∗ 4 ∆ =

IV.- Estrato “D”

Para z= 8.81 m (medido a partir de DF=2.0m) , elevación= 68.00m

DATOS: L= 10m , B= 1.70m ,

=

∗ =

.∗ =660 , =4Donde m= 4 cuando se esta calculando al centro del área original, el cual representa elnúmero de esquinas que contribuyen al esfuerzo.

= = 1.708.81 = . = = 108.81 =.Empleando la tabla anexa tabla 5-1 “Stress Influence values Iσ beneath the corner of a baseBXL” con los valores de M y N.

=0.0565 ∆ = ∗ ∗ = 660 ∗ 0.0565 ∗ 4 ∆ =

V.- Estrato “E”

Para z= 13.41 m (medido a partir de DF=2.0m) , elevación= 63.405m

DATOS: L= 10m , B= 1.70m , = ∗ = .∗ =660 =4Donde m= 4 cuando se esta calculando al centro del área original, el cual representa el






Obtención del módulo de elast ic idad y relación de poisso n p romedio.

= + + + +

= 45 ∗ 4.002.0 + 66 ∗ 4.5 + 35 ∗ 2.5 + 287∗2 +287∗7.202.0+4.5+2.5m+2+7.2

= = + + + +

= 0.46∗ 4.002.0 + 0.40∗4.5 + 0.30∗2.5 + 0.45∗2 +0.45∗7.202.0+4.5+2.5m+2+7.2

= .

Obtenc ión de factores de Influen cia Is, If

Para calcular el asentamiento al centro del área cargada L’ y B’ serán:

= 2 = 3 402 = ′= 2 = 202 = = ′ = 10 = = = 17 =






Estimación de A sentamient os Elástico s

∆ = ∆ ∗ ∗ 1 ∗ ∗ ∗

Donde m=4 para asentamientos calculados al centro,

I.- Estrato “A”

∆ = 657 ∗ 1.70 ∗ 10.42171000 ∗ 4 ∗ 0.73 ∗ 0.875 = 0.0141 = .

II.- Estrato “B”

∆ = 412 ∗ 1.70 ∗ 10.42

171000∗ 4 ∗ 0.73 ∗ 0.875 = 0.0086 = .

III.- Estrato “C” ∆ = 199 ∗ 1.70 ∗ 10.42171000 ∗ 4 ∗ 0.73 ∗ 0.875 = 0.0042 = .

IV.- Estrato “D”

∆ = 149 ∗ 1 70 ∗10.42

171000 ∗ 4 ∗ 0 73 ∗ 0 875 = 0 0031 =

V.- Estrato “E”






Análisis de empujes de tierras

Para el análisis de empujes de tierras se tomaran en cuenta las siguientes consideraciones:

1.- Para realizar el análisis de empujes de tierras se considera emplear la solución de Bellpara suelos cohesivos-friccionantes, empleando los coeficientes de empujes de Rankine.Bowles “Foundatión Analysis and Design” pg.601, 605

= 2

Para =0.00° y = 9 0 ° el coeficiente activo de empujes de tierras de Rankine sesimplifica a:

= 45 ∅2

2.- Para el valor de la sobrecarga se considerará emplear el eje más pesado de un T3-S2-R4(18 ton = 177 kN), considerando dos camiones estacionados.

= ∗ ℎ

= 2 ∗ 177 117 10






Determinación de coeficiente KA

Como se observa en el diagrama de empujes delsuelo, en el respaldo del muro del estribo se

generaran principalmente fuerzas de tensión, locual podría generar problemas con aparición de






Revisión por Volteo

Para la revisión por volteo se despreciará la aportación favorable de la descarga de lasuperestructura, tomando como momento resistente el peso propio del estribo.

=∑ ∑

= = . ∗

= 3356 3.42

55

= 1 0 4

Como FS > 1.3, por lo tanto Cumple Revisión por Volteo

Revisión por Deslizamiento

Para la revisión por deslizamiento se despreciará la aportación favorable de la descarga de lasuperestructura tomando como carga normal a la superficie de deslizamiento al peso propio






Análisis de Estabilidad del TaludPara la revisión de la estabilidad del talud se tomaran en cuenta las mismas consideraciones que se realizaron en elestribo 0+128.00

Como FS < 1.3, por lo tanto No cump le Estabi l idad del Talud






Diseño del Sistema de Anclaje

Para el diseño del sistema de anclaje se tomaran en cuenta las siguientes consideraciones

1.- Ya que para que el talud pueda ser estable se necesita adicionar acciones resistentes queestén actuando en todo momento, se propone el uso de Anclas Activas para suestabilización.

2.- Se propone emplear seis niveles de anclaje separados verticalmente a cada 1.50m

3.- Considerando que el estribo se encuentra desplantado hasta la elevación 76.81m, lossistemas de anclajes se comenzarán a construir a partir de la elevación 76.0m, para evitar laintersección del cuerpo del estribo y los anclajes

4.- Se decide utilizar la misma fuerza de anclaje y el mismo ángulo de inclinación α=10° conrespecto a la horizontal, para cada uno de los 6 niveles de anclaje.

5.- Para la revisión de la estabilidad del talud con influencia de los sistemas de anclaje seempleara el Método de Fellenius. Jaime Suárez, “Deslizamientos: Análisis Geotecnicos” pg. 153. SMMS “Manual de Construcción Geotecnica Vol.I ” pg.320

6.- Siendo que el talud será permanente, por criterio se establece que el factor de seguridadmínimo en condición sísmica y con influencia de las anclas será de FS=3, SMMS “Manual

de Cons trucción Geotecnica Vol . I ” pg.271

7.- Por criterio, no se considerara utilizar el factor de reducción FR=1/3 para obtener lafuerza sísmica, de dicha manera se diseñara de una manera más conservadora los anclajes

i T G ál “A l t k / 2”





3 = 1002.23 + 2.2212190.43 5.248 6571.29 15.744=1002.23 +2.221

17.965=5569.06

ó =. (Fuerza de Anclaje total)

ó =. (Fuerza por Ancla)

Prop uest a de dis eño est ruc tu ral del Anc laje

Empleando la tabla de propiedades de cables para anclaje (anexo).

Se propone emplear las siguientes características del anclaje con el cual se realizaran lasrevisiones pertinentes para ser validados.





Determin ación del número de cables y fuerza real de anclaje

Determin ación de la long itud l ib re (Ll)

La longitud libre mínima corresponderá a la longitud del ancla que se encuentra entre la caradel talud y la superficie de falla crítica

= ∗ = 0.65 ó

=0.65∗14.03

=9.12

.= ó

.= 51.70 9.12 =5.6

. =

= ∗.

=9.12

6

=.





Determinación de la longi tud del bulbo (Lb)

Para NA2-1, NA2-2 = ∗ ∅∅


= 54.70 ∗ 3∗0.0508∗98.10 ∗39

=.

Para NA2-3, NA2-4

= ∗ ∅∅


= 54 70 ∗ 30 0508 98 10 36





Revisión po r adherencia lechada-suelo (L l-s)

− = ∗ ∅

Donde V es el cortante de la lechada y según el ACI V=0.06f’c

= 0 . 0 6 150 2 = 9 2

=882.90 2

− = 54.70 ∗ 3882.90∗0.0508∗

− =.

Como LB= 13.00m , 14.50m, 12.50m > = 1.16

Cumple Revisión po r adherencia lechada-suelo

Revisión po r adherencia lech ada-acero (L l-a)− = ∗ (.∗∗∅)

∅ = 4 ∗





Revisión de estabilid ad en con dici ón sísm ica y co n influ encia de los anclajes





Revisión de capacidad de carga para los dado s de reacción

Se emplearan las mismas consideraciones que en el estribo 0+128.00

=

+

+0.5

,, = ó ∅

,, = ,, = ,, = ó ,, = ó ,, = ó





Ɣ= 17.00 kN/m3 Nc= 50.59 Ɣ= 18.50 kN/m3 Nc= 67.87

Ø= 36.00 Nq= 37.75 Ø= 39.00 Nq= 55.96

C= 40.00 kPa NƔ= 40.05 C= 75.00 kPa NƔ= 66.76

η= 78.87 Sc= 1.75 η= 78.87 Sc= 1.82

Sq= 1.59 Sq= 1.63

B= 0.30 m SƔ= 0.60 B= 0.30 m SƔ= 0.60L= 0.30 m dc= 1.19 L= 0.30 m dc= 1.20

Df= 0.15 m dq= 2.77 Df= 0.15 m dq= 3.15

dƔ= 1.00 dƔ= 1.00

Fa= 54.07 kN bc= 0.46 Fa= 54.07 kN bc= 0.46

FS= 4 bq= 0.96 FS= 4 bq= 0.96

bƔ= 0.96 bƔ= 0.96

qu= 2406.17 kPa qu= 6033.84 kPaqadm= 601.54 kPa qadm= 1508.46 kPa

σcim= 600.78 kPa σcim= 600.78 kPa

Cum ple E.L.F

Para NA2-1

Datos del suelo

Datos del dado

Factores

F.C.C.

F.F.

F.P.

F.C.I.

Datos del Ancla

Estado Limite de Falla

Para NA2-2, NA2-3


F.C.C.

F.F.Datos del dado

F.P.

Datos del Ancla

F.C.I.

Estado Limite de Falla

Cum ple E.L.F

Ɣ= 18.00 kN/m3 Nc= 50.59 Ɣ= 20.00 kN/m3 Nc= 75.31

Para NA2-5, NA2-6


Para NA2-4






Diseño d e separador y tub o de iny ección

El separador es el elemento del anclaje que sirve para generar una distancia libre entre loscables o torones, dicha separación tiene su vital importancia en la longitud libre del ancla, yaque en ella es donde los cables podrán deformarse con libertad en función a la fuerza deanclaje aplicada.

Se propone emplear un separador de plástico para separar 6 cables de, tal como se muestraa continuación.





Diseño de cab ezal mul tit or on y c uñas p ara cabl es

Es el elemento del anclaje que se encuentra apoyado sobre la placa de apoyo, en el cual secolocan las cuñas de acero para cada cable; dichas cuñas son los elementos que restringenel desplazamiento de los torones que tienden a recuperar su longitud original posterior a latensión de los mismos.

Ya que en la placa de apoyo y en el dado de reacción se debe de colocar un tubo de PVCØ

Cuñas de aceropara cables

Cabezal de aceromultitoron





Diseño d e la Placa de A poy o

Para el diseño de la placa de apoyo se tomaran en cuenta las mismas consideraciones querealizaron en el estribo 0+128.00

I.- Área de la placa

= 1.7′

= ∗ 1.7′

Donde:

FS= Factor de seguridad de 1.5

Φ = 0.65

f’c= Resistencia a la compresión del concreto del dado de reacción (se propone 250 kg/cm2)

54 70 ∗1

9 81 ∗1000

1 ∗1 51 7∗0 65∗250 2





Para facilidad del diseño se considerará una sección cuadrada de la placa base

Como el ancho necesario calculado de la placa es menor al diámetro del cabezal, significaque para soportar la fuerza de anclaje la placa de apoyo necesita una dimensión menor alcabezal, pero como la placa de apoyo debe de ser de una dimensión mayor que el cabezal,se decide emplear una placa de apoyo cuadrada de B=5” = 12.50 cm ="Revisando la capacidad de la placa de apoyo

A1= Área del concreto = 30cmx30cm = 900cm2

Ap= Área del cabezal=∗.

= 45.60 cm2

= 1 = 900245.602 =4.44

Como el valor máximo de debe de ser =2, por lo tanto se empleara el factor=2

∗ 0 8 5 ∗ ∗ 1* 0 65∗0 85∗250 ∗12 50∗12 50





II.- Espesor de la Placa

= ∗

= 54.70 ∗ 1 9.81 ∗ 10001 ∗1 . 512.50

=53.84 2

= ∅2

=12.507.62

2

=2.44

= 0.25′

Donde

f’y= Esfuerzo de fluencia del acero para la placa (Se propone un acero A-36 f’y=2530





Calcu lo área del d ado necesario

Según el código ACI-1983 en el procedimiento correspondiente al diseño de la placa base,para la placa más económica, el área del dado de reacción debe de ser 4 veces el área de laplaca, por lo tanto según las dimensiones diseñadas de la placa de apoyo. = 4 =4∗12.5∗12.50=625 2Si el dado se propone que sea de sección cuadrada.

= = √ 6252 = 25

Pero por capacidad de carga se determinó que para un dado de sección cuadrada serequiere una dimensión mínima de la base de 30cm, si se utilizara la dimensión de 25cmpodría generar una falla por cortante en el suelo que subyace a los dados.

Por lo tanto < =





Revisión por efecto de cortante en una dirección.

Donde

FS= Factor de seguridad (FS=1.5)

= 0.80 ó bw= ancho del dado para el efecto de cortante en una dirección

d= peralte del dado de reacción (d=15cm)

f’c= Resistencia a la compresión del concreto para el dado de reacción (f’c=250 kg/cm2)

2 30 12 70 152

= ∗ ∗ ∗

= ∗ ∗ ∗ 0 . 5 3 ′

= 2





= 0.80 ó bo= Perímetro por efecto de bloque en dos direcciones

d= peralte del dado de reacción

f’c= Resistencia a la compresión del concreto para el dado de reacción

βC=Relación del lado largo entre el lado corto de la placa =12.70+15=27.70

= 54 70 ∗ 1 9 81 ∗ 10001 ∗ 1 530 ∗ 30∗30 27 70∗27 70

= ∗ ∗

= ∗ ∗ ∗ 0 . 2 7 ′ 2 + 4

=

= + ≤





Diseño del acero de refuerzo para el dado

Para el diseño de acero de refuerzo para los dados, se tomaran en cuenta las mismasconsideraciones que se realizaron en el estribo 0+128.00

1.- Diseño para NA2-1, NA2-2, NA2-3


54 7 0 30 0 30 0 3 0 1272 1 5





= .

= 6422 3012.5

=2.22 2


(Considerando el mínimo valor de la tabla) = 0 . 1 % = .

=

==0.001∗30∗12.5

=.

Según el ACI en la sección 14.3, la mínima cuantía de acero por temperatura y contraccióndeberá de ser de 0.0025 en el sentido horizontal

0 0025 30 12 5







= 0.80 ∗ 0.322 ∗ 2 ∗ 2 ∗ 4200 2 ∗12.56837

= 1 5

6

0 5 0 5 12 5 6

E t #2 @ 5 b tid

= ∗ . = 54.70 ∗ 1.5 = 82.05 =

=

= 2.84 230∗12.5

=0.008<0.015

=0.8∗30∗12.5∗0.2+20∗0.008 0.8∗250/2 =

= 8364 1527

=





2.- Diseño para NA2-4, NA2-5, NA2-6


= ∗ ∗ ∗ .

= 54.70 0.50 ∗0.50∗ 0.50.1272 ∗1.5

= 31

20.18655

2 0 093

31 0 093 2 89





= 29460 5022.5

=1.16 2


(Considerando el mínimo valor de la tabla)

= 0 . 1 %

= .

=

==0.001∗50∗22.5

=.

Según el ACI en la sección 14.3, la mínima cuantía de acero por temperatura y contraccióndeberá de ser de 0.0025 en el sentido horizontal ==0.0025∗50∗22.5







= 0.80 ∗ 0.322 ∗ 2 ∗ 2 ∗ 4200 2 ∗22.54800

= 2 0

6

0 5 0 5 22 5 11

= ∗ . = 54.70 ∗ 1.5 = 82.05 =

=

= 4.26 250∗22.5

=0.004<0.015

=0.8∗50∗22.5∗0.2+20∗0.004 0.8∗250/2 =

= 8364 3564

=





Esqu ema final de sistema de anclaje





Diseño estructural del estribo

Se tomaran las mismas consideraciones que las realizadas en el estribo 0+128.00

Análisi s de Element os Mecáni co s Actu antes en el estrib o

1.- Para la obtención de los elementos mecánicos en el estribo, se empleará el programa STAAD, enel cual:

I.- Las descargas de la superestructura a través de las vigas se considerarán como cargas puntuales,adicionando a cada una el 20% del peso propio del estribo.

= + . 5 = 8300 + 3356 5 = 8971.2

II. La reacción del terreno, se considerará igual al esfuerzo que transmite la cimentación debido a la

ausencia de expansiones en el terreno, la cual, se modelará como una carga uniformementedistribuida.

= ∗ = 660 ∗ 3.4 = 2244





Revisión po r efecto de co rtante en la zapata del

estr ibo

1.- Revisión por cortante en una dirección.

=

∗

∗

= 6603 ∗3.4∗0.90

= .

= ∗ ∗ ∗ 0 . 5 3 =0.80∗340∗195∗0.53∗ 250 2 =4444777

=

Como < Cumple Revisión por Cortante en una Dirección

2.- Revisión por cortante en dos direcciones.





3.- Revisión por momento resistente

= 0 . 2 1 ∗ ∗ ∗ =0.21∗250 2 ∗340∗195 =598893,750

= = (diagrama de momentos)

Como

> Cumple Revis ión por Momento Resistente

Diseño del acero de refuerzo po r flexión en el lado co rto del estribo





= 96880734 1995195

=1.27 2

Empleando la tabla anexa Apendice B, con f’c=250 kg/cm2, fy=4200 kg/cm. Se obtiene = 0 . 1 %

= .

=

==0.001∗1995∗195 =.

Ya que el área de acero calculada se encuentra dentro de los rangos establecidos, diseñará con el

área de acero calculada =


389 21 98 2 196 8





II.- Considerando el momento en la sección crítica

= 2244 2.90 ∗ 2.902 = 9436

=

III.- Ya que el momento último obtenido del diagrama de momentos resulta ser el mayor delos dos analizados, por lo tanto, es el momento que se utilizará para diseñar el acero aflexión en el lado largo del estribo = , ,

Ya que se sigue tratando de la misma sección rectangular de la zapata del estribo:





=



= = 322 27.94 2

= 40 = .

Empleando paquete de varillas de 2 elementos

=3402∗5

1 9 1 =17.36

2#10 @ 16.50cm en el sentido corto

Para los ganchos de las varillas a 90°

∅





Revis ión p or transmisión de esfuerzos en el dado d e apoyo

= 8.30

= ,

1 = 0.80 ∗ 1.0 = 0.802 = 80002 2 = 3.40 ∗ 20 = 682 = 6800002

. como 9.21>2 entonces





Diseño espig as de para el d ado de apoy o

= 0.005 í í

=

Donde b y d corresponden a las dimensiones del dado

==0.005∗80∗5

=

Considerando usar varillas #5 (as=1.98cm2, db=1.59cm)

= = 2 21.98 2

=7.07

Por criterio para cumplir revisión por resistencia a compresion = .

12#5





Diseño del acero de refuerzo trans versal de esp igas

Considerando estribos No.2 =0.64

=48∅ =48∗1.59=76

= 2 = 802 =40

Est #2 @ 40cm





Revis ión de la capacidad de resistencia por comp resión d el dado

= < (0.70∗∗ ∗ + 2 0 0 ∗ ) = 8.30 = ,

∗ = 0 . 8 0 ∗ = 0 . 8 0 ∗2 5 0 2 = 200 /2

= 0.70.7 ∗ 200 2 ∗80∗100+4200∗23.762 =,Como > Cumple Resistencia po r Compresión

Diseño de acero de refuerzo p or fl exión en el mu ro d el estribo





=0.2485%

=. =

==0.002485∗100∗25

=.

Ya que el área de acero calculada es menor al área mínima de acero =

Considerando usar varillas #3 (as=0.71 cm2, db= 0.95cm)

= = 7 20.71 2

=9.8 = .

= 10010 =10

#3 @ 10cm





Para el armado por temperatura el ACI en la sección 14.3, la mínima cuantía de acero portemperatura y contracción deberá de ser de 0.0015 en el sentido vertical

=0.0015

=

==0.0015∗100∗25

=.


= = 3.75 20.71 2

=5.28

= .

= 1006 =16


#3 @ 20cm

Diseño del acero de refuerzo po r cortante en el mu ro d el estr ibo





Como

> no requiere armado para soportar la fuerza cortante, por lo tanto solo se

armará por temperatura y contracción

Para el armado por temperatura el ACI en la sección 14.3, la mínima cuantía de acero portemperatura y contracción deberá de ser de 0.0025 en el sentido vertical=0.0025

=

==0.0025∗100∗25 =.


= =

6.25 20.71 2

=8.8 = .

= . = 18310 =18


#3 @ 20cm





Diseño del Sistema de Drenaje

Para el diseño del sistema de drenaje se tomaran las siguientes consideraciones:1.- Ya que en el sitio no se encontró la presencia del nivel de aguas freática y de quetopográficamente no se presentan escurrimientos con caudales constantes de agua, porcriterio el sistema de drenaje solo será preventivo.2.- Se considera realizar perforaciones de 2” 3.- Los drenes serán de PVC de 2” de diámetro, con ranuras de 2mm de ancho en una

densidad de 40 ranuras por metro lineal de tubería, dichos drenes serán protegidos congeotextil. Segovia Pacheco, “Casos prácticos de taludes permanentes”, SMMS, “XXVRNIG”. Pg 549. Jaime Suarez, “Deslizamientos: Técnicas de Remediación” pg 814.- Los drenes se colocarán con una inclinación de = 2 0 ° y una longitud de 10m.5.- Los drenes se colocarán a cada 3m tanto verticalmente como horizontalmente.6.- Se instalaran 3 niveles de drenaje, a partir de la elevación 73.00m





Diseño complementario para protección y estabilización del Talud

Para el diseño de la protección del talud se tomaran las mismas consideraciones realizadasen el estribo 0+128.00





ESPECIFICACIONES DE PROYECTO

DATOS DE PROYECTO

PARA ESTRIBOS:

1.- Se utilizara concreto prefabricado Clase I de f’c=250 kg/cm2 para la elaboración del Estribo.

2.-Se utilizaran varillas marca DeAcero de f’y=4200 kg/cm2 para el armado del Estribo.

2.- Se utilizara alambre recocido para el amarre de las varillas.

3.-Se utilizara un recubrimiento de 5cm en el armado del Estribo.

4.- Se utilizaran calzas de plástico para garantizar el correcto espacio de recubrimiento entre el aceroy el concreto.

5.- Se colara monolíticamente el estribo.

PARA ANCLAJES:

6.- Las longitudes libres, longitudes de bulbo e inclinación de las anclas quedan indicadas en lastablas anexas de características de anclajes.

7.- La separación horizontal entre anclajes será de 1.00m

8.- La separación vertical entre anclajes será de 1.50m, su ubicación (elevación) quedan indicados enlas tablas anexas de características de anclajes

9.- Las dimensiones y la profundidad “Df” que se excavara para instalar cada Dado de Reacción,





19.- Se utilizará acero A-36 de f’y= 2530 kg/cm2 para las placas base de los Anclajes.

20.- Las dimensiones y espesores de las placas de Acero en los anclajes quedan indicadas en lastablas anexas de características de anclajes

21.-Se utilizaran cabezales multitorón de 3” de diámetro con sus respectivas cuñas de acero para loscables.

22.- El número de cables, resistencia, tipo y diámetro quedan indicados en las tablas anexas decaracterísticas de anclajes

PARA SISTEMA DE DRENAJE1.- Las longitudes e inclinación de los drenes quedan indicadas en las tablas anexas decaracterísticas de Sistema de Drenaje.

2.- La separación horizontal entre anclajes será de 3.00m.

3.- La separación vertical entre anclajes será de 3.00m, su ubicación (elevación) quedan indicados enlas tablas anexas de características de Sistema de Drenaje.

4.- Los drenes se instalaran intercaladamente entre las anclas.

5.- Para los drenes se utilizaran tuberías de PVC Hidráulico de 2” de diámetro, con ranuras de 2mm

de ancho en una densidad de 40 ranuras por metro lineal de tubería, la tuberia se protegeráradialmente con geotextil.

PARA LA PROTECCIÓN DEL TALUD

6.- Para la elaboración del Concreto Lanzado se utilizará Concreto de f’c= 200 kg/cm2 reforzado con

una malla electrosoldada de 6X6-6X6, en un espesor de 5cm.

7 La ubicación en el talud donde se construirá el concreto lanzado quedan definido en los detalles





ANEXOS

diseño de cimentacion para un puente carretero

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