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UNIVERSIDAD NACIONAL DE INGENIERÍA
RECINTO UNIVERSITARIO “PEDRO ARAUZ PALACIOS”FACULTAD DE TECNOLOGIA DE LA CONSTRUCCIÓN
Título:
Autores:
JOHNNY JOSÉ RODAS GONZALES JURGEN VLADIMIR PACHECO PALACIOS
ALBERTO ISAAC RAÚDEZ SALGADO
TESINA PARA OPTAR AL TÍTULO DE: INGENIERO CIVIL
Tutor:
ING. MSc. SERGIO OBREGÓN AGUILAR.
Managua, Mayo de 2005
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitarioDe edificio de acero de tres plantas.
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado
“Diseño de Superestructura, cimentaciones e
hidrosanitario de edificio de acero de tres
plantas”
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitarioDe edificio de acero de tres plantas.
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado
INDICE
CAPÍTULO I. INTRODUCCIÓN.
1.1 GENERALIDADES
1.2 ANTECEDENTES
1.3 OBJETIVOS
1.3.1 Objetivo General
1.3.2 Objetivos específicos
1.4 METODOLOGÍA
1.5 PARAMETROS DE CARGAS
1.5.1 Materiales de construcción utilizados en la erección del edificio.
1.5.2 Pesos Unitarios de Cargas Muertas.
1.5.3 Pesos Unitarios de Cargas Vivas
1.6 PROPIEDADES MECÁNICAS
CAPÍTULO II. CRITERIOS DE ANÁLISIS ESTRUCTURAL.
2.1 INTRODUCCIÓN
2.2 DEFINICIONES DE CARGA
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2.3 REQUERIMIENTOS DE ANÁLISIS PARA DISEÑO SISMO-
RESISTENTE.
2.4 CARGAS APLICADAS A LA ESTRUCTURA.
2.4.1 Cargas Muertas:
2.4.2 Cargas Vivas:
2.4.3 Carga Viva Reducida:2.4.4 Carga de Viento:
2.5 CLASIFICACIÓN SÍSMICA DE LA
SUPERESTRUCTURA.
2.7 PERIODO DEL EDIFICIO.
2.8 MÉTODOS DE ANÁLISIS SISMICOS.
2.9 MÉTODO ESTÁTICO EQUIVALENTE.
2.9.1 Introducción.
2.9.2 Método Estático Equivalente.
2.9.2.1 Coeficiente Sísmico
2.9.2.2 Altura del nivel considerado medido desde el nivel de base.
2.9.2.3 Peso Total del edificio.
2.9.2.4 Peso por Nivel.
2.9.2.5 Carga Sísmica de Nivel.
2.9.2.6 Comentario.
2.9.2.7 Rigidez de Piso de pórticos de edificios.
2.9.2.7.1 Formulas de Wilbur:
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2.9.2.8 Distribución de las Fuerzas por Niveles en Fuerzas Nodales
ubicadas en cada marco en dirección del análisis.
2.9.2.8.1 Hipótesis.
2.9.2.8.2 Procedimiento de Análisis:
2.9.2.9 Análisis de los cortantes directos e indirectos provocados por los
efectos de torsión.
2.9.2.10 Momento de Volcamiento.
2.10 DESPLAZAMIENTOS PERMISIBLES.
2.10.1 Desplazamientos laterales permisibles.
2.10.2 Desplazamientos gravitacionales estáticos permisibles.
2.11 COMBINACIONES USADAS EN EL ANÁLISIS.
CAPÍTULO III. CRITERIOS DE DISEÑO ESTRUCTURAL.
3.1 DISEÑO DE ELEMENTOS SECUNDARIOS.
3.1.1 Introducción.
3.1.2 Losa de entrepiso.
3.1.3 Viguetas de entrepiso.
3.2 DISEÑO DE ELEMENTOS PRINCIPALES.
3.2.1 Viga-Columna.
3.2.2 Clasificación de la sección.
3.2.3 Cálculo de los esfuerzos actuantes.
3.2.4 Cálculos de los esfuerzos resistentes.
3.2.3.1 Esfuerzo resistente a la compresión (Fa).
3.2.3.2 Esfuerzo resistente a la tensión (Fa).
3.2.3.3 Esfuerzo resistente a flexión en el eje mayor (Fbx).
3.2.3.4 Esfuerzo resistente a flexión en el eje menor (Fby):
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3.2.4 Cálculo de las relaciones de esfuerzo.
3.3.1 Introducción.
3.3.2 Placas de Base.
3.3.3 Diseño de pedestal.
3.3.4 Diseño de zapatas.
3.4 DISEÑO DE UNIONES.
CAPÍTULO IV. CRITERIOS DE ANÁLISIS Y DISEÑO
HIDROSANITARIO.
4.1 ASPECTOS GENERALES
4.1.2 Descripción.
4.1.3 Consumo y Demanda.
4.1.3.1 Consumo.
4.1.3.2 Demanda de Agua.
4.1.4 Demanda y valores para Diseño.
4.1.5 Factor de Uso o Coeficiente de Simultaneidad.
4.2 DETEMINACIÓN DE PRESIONES, GASTOS Y DIÁMETROS EN
SISTEMAS DEAGUA.
4.2.1 Presiones.
4.2.2 Velocidades.
4.2.3 Diámetros Mínimos.
4.2.4 Pérdida de Carga Disponible.
4.2.5 Selección de Diámetros.
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4.3 SISTEMAS DE EVACUACIÓN DE AGUAS SERVIDAS.
4.3.1 Alcantarillado Sanitario.
4.3.2 Tuberías de Evacuación.
4.3.3 Tuberías de Ventilación.
4.3.4 Selección de Diámetros.
4.3.5 Sifones.
4.3.6 Trampas de Grasas.
4.3.7 Trampas de Yeso.
4.3.8 Criterios Para el Diseño de Red de Aguas Servidas.
4.4 CÁLCULO DE TUBERÍAS PARA AGUAS NEGRAS.
4.4.1 Unidad de Descarga.
4.4.2 Uso de Tablas.
4.4 VENTILACIÓN DE LA RED DE AGUAS NEGRAS.
4.4.1 Objetivo.
4.4.2 Sistemas de Ventilación.
CAPÍTULO V. ANÁLISIS Y DISEÑO ESTRUCTURAL.
5.1 ANÁLISIS Y DISEÑO GRAVITACIONAL DE ELEMENTOS
SECUNDARIOS.
5.1.1 Estructura de techo (tercer nivel).
5.1.1.1Diseño de la lamina troquelada.
5.1.2 Análisis y Diseño de estructura de entrepiso segundo nivel.
5.1.2.1 Diseño de lámina troquelada.
5.1.2.2 Diseño de vigueta de carga.
5.1.3 Análisis y diseño de estructura de entrepiso.
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5.1.3.1 Diseño de lámina troquelada.
5.1.3.1 Diseño de vigueta de carga.
5.1.4 Análisis y diseño de estructura de entrepiso balcón de primer y
segundo nivel.
5.1.4.1 Diseño de lámina troquelada.
5.1.4.2 Diseño de vigueta de carga de borde de balcón.
5.1.4.2.1 Diseño de lámina troquelada.
5.1.4.2 Diseño de vigueta de carga de borde de balcón (Apoyo de vigueta
de borde de balcón).
5.2 CÁLCULO DE CARGAS DE GRAVEDAD APLICADAS A
MARCOS.
5.2.1 Factores de reducción de carga viva.
5.2.2 Cargas distribuidas linealmente en los marcos.
5.2.3 cálculo de carga de techo en vigas secundarias en arrea de
tanques.5.2.4 Distribución de cargas de depósitos de agua en nivel de
techo.
5.3 CÁLCULO DE CARGAS DE VIENTO.
5.3.1 Análisis de viento en la dirección longitudinal.
5.3.2 Análisis de viento en la dirección transversal.
5.4 DISEÑO DE ELEMENTOS ESTRUCTURALES PRINCIPALES
EN SAP2000.
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5.5 DISEÑO DE COLUMNAS. Método ASD.
5.6 DISEÑO DE VIGAS. Método ASD.
5.7 DETERMINACIÓN DE FUERZA SÍSMICA POR MÉTODO
ESTÁTICO.
5.7.1 Cálculo de peso total en cada nivel.
5.7.2 Fuerza de cortante basal.
5.7.3 Distribución vertical de la fuerza sísmica por nivel.
5.7.4 Rigidez de piso en la dirección transversal.
5.7.5 Rigidez de piso en la dirección longitudinal.
5.7.6 Cálculo de la línea de acción del cortante en cada piso.
5.7.6.1 Cálculos de Áreas y Brazos.
5.7.6.4 Cálculo del cortante directo de piso por marco.
5.7.6.5 Cálculo de cortantes torsionantes y cortantes totales de piso por marco.
5.7.6.6 Distribución de la fuerza sísmica en extremo del marco en cadanivel.
5.7.5.7 Distribución de la fuerza sísmica en los nodos del marco en cada
nivel.
5.7.5.8 Distribución de la fuerza sísmica en los nodos del marco en cada
nivel.
5.7.5.9 Momento de Volcamiento.
5.7.5.10 Clasificación del Sistema de Piso.
5.8 DISEÑO DE UNIÓN RÍGIDA VIGA - COLUMNA.
5.8.1 Datos de la placa y la soldadura de unión por momento.
5.8.2 Datos de angular y la soldadura de unión por cortante.
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5.9 CONTROL DE DEFLEXIONES.
5.9.1.1 Deflexión en los voladizos del balcón.
5.9.1.2 Balcón en dirección Longitudinal.
5.9.1.3 Viga principal transversal.
5.9.1.4 Viga principal longitudinal.
5.9.2 Desplazamientos laterales permisibles.
5.10 DISEÑO DE CIMENTACIONES.
5.10.1 DISEÑO DE PLACA DE BASE.
5.10.1.1 Cálculo del Momento actuante en la placa " M ".
5.10.1.2 Cálculo del Momento actuante en la placa " M ".
5.10.1.4 Cálculo del número de pernos.
5.10.1.5 Revisión del Cortante " V ".
5.10.2 Diseño de pedestal para zapata céntrica 1.
5.10.2.1 Calculo de carga critica a compresión resistida por el concreto.
5.10.2.2 Diseño por Flexión.
5.10.2.3 Diseño por cortante.
5.10.3 DISEÑO DE ZAPATA CENTRICA 1.
5.10.3.1 Predimensionamiento de Zapata.5.10.3.2 Reacciones elásticas obtenidas en el análisis.
5.10.3.3 Análisis de estabilidad de zapata en dirección X.
5.10.3.4 Análisis de estabilidad de zapata en dilección Y.
5.10.3.6 Diseño estructural de la cimentación.
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CAPÍTULO VI. DISEÑO HIDROSANITARIO.
6.1 DISEÑO DE RED DE AGUA POTABLE.
6.1.1 Factor de uso según el numero de artefacto (según Método de
Building Code).
6.1.2 Perdidas de accesorios expresadas en Long. Equivalen te segúndiámetros usados (tabla 17).
6.1.3 Longitud de tramos y diámetros propuestos.
6.1.4 Representación grafica de tramos.
6.1.5 Lista de accesorios y sus long. Eq. según tipo de artefacto.
6.1.6 Calculo de caudales, velocidades y perdidas en la red.
6.1.6.1 Procedimiento de cálculo.
6.1.7 Cálculos de perdidas.
6.2 DISEÑO DE RED DE AGUAS SERVIDAS.
6.2.1 Procedimiento de cálculo.
CAPÍTULO VII. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES.
APENDICES.
A) PLANOS CONSTRUCTIVOS.
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BIBLIOGRAFÍA.
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La profesión de la Ingeniería Civil tiene la característica de encontrar una solución
optima a las necesidades que se generan por el afán del avance de nuestro país, pues
“ las diástoles y las sístoles de una ciudad es su infraestructura”, es decir que la forma
de poder determinar que una nación esta es su mas grande auge se puede hacer al ver
su sistema de comunicación vial, sus edificios, monumentos, obras hidrosanitarias,
entre otros. Ejemplo de esto son las antiguas grandes civilizaciones; Egipto, Famosapor sus pirámides. Roma, Famosa por su sistema de abastecimiento de agua en las
ciudades, sus grande templos y el no menos famoso Coliseo Romano. Por lo antes
alegado es que el Ingeniero Civil es un pilar mismo del avance de toda nación, pues
este trata de dar repuesta a la demanda de nuevas infraestructura que sea lo más
confiable y económicamente posible.
En décadas anteriores el desarrollo de la ingeniería civil era paulatino y lento; pero
con el nacimiento de las computadoras y con la creación de software especializados, el
desarrollo va a pasos agigantados sobre todo en el área del diseño estructural y es
tanta la velocidad que es casi imposible ir a la par de tales avances, es por ellos que el
profesional y el estudiante deben de estar en una constante actualización, promoviendo
la investigación científica y ser parte de esta.
Cualquier proyecto de construcción necesita de un diseño y cálculo; que permita
determinar la solución más viable y factible desde el punto de vista económico, seguro
y durable. Debido a estas necesidades en toda obra de ingeniería se debe definir el
tamaño físico de las diferentes partes y componentes de una estructura, a estas se les
debe de asignar las dimensiones apropiadas para que resistan las fuerzas reales y
probables que se le apliquen.
1.1 GENERALIDADES
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Este documento contiene “El diseño de la superestructura, cimentaciones de edificio
de acero de tres plantas, así como su diseño hidrosanitario”. En su interior se refleja de
una manera sencilla y detallada los procedimientos de cálculo para permitirle al lector
su fácil compresión.
La obra presenta importancia en espacial a los ingenieros estructurales por ser de su
interés el diseño de edificio sujetos a cargas sísmicas en los que se requiere limitar de
manera considerable el desplazamiento horizontal antes cargas laterales, también
ofrece información para aquellas personas interesadas en las estructuras o ramas
afines.
El edificio ha sido proyectado para construirse en la ciudad de Managua de la
Funeraria Monte Los Olivos (en los Robles) 1 ½ al Norte, el propietario es el Sr. Mu
Chih Chang. El destino es comercio ligero en los dos primeros niveles y en el tercero
será usado para fines habitacionales.
Las dimensiones en planta es 10.00 m x 27.00 m con dos balcones de 1.00 m de
pasillo a un costado del edificio en el nivel uno y dos respectivamente, la altura del
primer nivel es de 3.90 m, del segundo y tercero es de 3.50 m, es decir una altura total
del nivel de terreno natural de 10.90 m
La estructura es metálica con secciones W, con un Cerramiento de Covintec para cada
una de las plantas del edificio.
El sistema de entre piso en todos sus niveles está compuesto por una losa de concreto
ligero soportada por laminas troqueladas de Tipo 9 A debidamente apoyadas sobre
vigas metálicas.
Al nivel de cubierta de techo se usará también el mismo sistema de las losas de
entrepisos con una capa impermeabilizante asfáltico.
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El análisis estructural fue realizado según lo establecido en el Reglamento Nacional De
La Construcción; RCN – 83, considerando la situaciones más críticas para este análisis
para la distribución de la fuerza sísmica se empleo el método estático equivalente.
Se utilizará el programa de análisis y diseño estructural SAP2000 N.L. V 8.3.5 para
obtener el comportamiento de la superestructura, posteriormente se realizará una
comparación entre los resultados obtenidos por el programa y diseño manual de vigas
y columnas. El método de diseño a emplearse en la estructura será el de Método
Elástico o Diseño por Esfuerzos Permisibles (ASD); código AISC-ASD89.
Para el diseño de cimentaciones y uniones de la estructura se utilizaran los resultados
más críticos obtenidos de los resultados del SAP2000 con el propósito de obtener un
diseño capaz de resistir todos los efectos de las cargas actuantes.
Para el diseño hidrosanitario se utilizara como material de referencia el documento de
instalaciones hidrisanitarias en edificios proporcionado por el catedrático de la clase de
hidrosanitarias del curso de Obras Verticales.
A raíz del terremoto del 23 de diciembre de 1972 que fue generado por el sistema de
fallas del centro de Managua y desbastó el 75% de las viviendas, los métodos
constructivos así como los materiales que se usaban antes tuvieron un mejoramiento
sustancial, esto después de haberse dado cuenta de la vulnerabilidad que
construcciones como las de adobe y taquezal tenían frente a este tipo de fenómeno,
es a partir de ahí que las construcciones de acero estructural tienen una mayor
aplicación en las nuevas construcciones asísmicas y su utilización se ha hecho muy
común.
1.2 ANTECEDENTES
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El sistema de acero estructural presenta características importantes como la alta
resistencia ante los fenómenos sísmicos, no obstante estudios realizados después del
terremoto del 72 revelaron que las fallas que estas estructuras presentaron fueron por
malos o por total desconocimiento de criterios de estructuración de ingeniería sismo
resistente.
Hoy en día la construcción de estructuras de acero en nuestro país es muy frecuente
debido a que el diseño estructural (regido por el RNC 83) contempla de manera
satisfactoria todos los efectos de carga; gravitacional, sísmicas y de viento. Ademásexisten códigos internacionales, como el AISC-ASD89, en los cuales se obtienen
criterios como capacidad de soporte de elementos estructurales ante dichas cargas.
Estos códigos son revisados y mejorados en intervalos de tiempo permitiendo la
actualización del diseño estructural.
Otros factores que influye en la tendencia a optar por construir estructuras de acero , es
la rapidez con que se construye con dicho material y su propiedad de ductilidad
permitiendo grandes deformaciones al enfrentar un sismo y por tanto los daños en la
estructura son mínimos.
1.3.1 Objetivo General
Diseñar superestructura, cimentaciones y red hidrosanitaria de edificio de acero
de tres plantas.
1.3 OBJETIVOS
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1.3.2 Objetivos específicos
Realizar análisis sísmico del edificio por medio del método “Estáticoequivalente“.
Analizar y diseñar superestructura del edificio utilizando el Programa de Análisis
y Diseño Estructural SAP2000.
Dimensionar y ajustar los elementos de la cimentación del edificio regidos por los requerimientos del ACI-318-01.
Revisar por medio de cálculos manuales el diseño de elementos principales dela superestructura del edificio regidos por las normas AISC-ASD89.
Diseñar unión típica viga – columna.
Revisar desplazamientos laterales del edificio así como desplazamientosverticales de los miembros que componen la superestructura.
Diseñar sistema de tuberías de agua potable y de aguas servidas del edificio.
Elaborar planos constructivos de edificio utilizando el Programa de Dibujo Asistido por Computadoras, Autocad 2005.
.
El presente acápite se propone como modesta tarea sistematizar y exponer en forma
comprensible la metodología a seguir en el diseño de sistemas estructurales basados
en marcos de Acero en las dos direcciones principales.
Para realizar esta tesina y cumplir con nuestros objetivos propuestos se ha
determinado la siguiente secuencia:
1.4 METODOLOGÍA
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Recopilación de planos arquitectónicos del edificio en estudio.
Obtención de pesos volumétricos y cargas superficiales utilizados en el análisis y
diseño.
Diseño de elementos secundarios.
Idealizar la estructura.
Clasificación sísmica del edificio según el RNC 83.
Idealizar cargas gravitacionales.
Análisis sísmico del edificio por medio del método denominado “Estático
equivalente”, señalado en el RNC-83. Además se muestra la manera adecuada de
controlar y ordenar resultados usando la forma tabular, con lo que se agiliza el
cálculo de una gran cantidad de operaciones hasta cierto punto tediosas y
fatigantes.
Análisis y diseño estructural por medio del programa SAP2000 NL 8.3.5.
Revisión manual de elementos estructurales principales (vigas y columnas)
Diseño de unión típica viga – columna.
Diseño de cimentaciones (placa de base, pernos de anclaje, pedestal, zapata.)
Revisión de desplazamientos laterales del edificio así como desplazamientosverticales de los miembros que componen la superestructura.
Diseño hidrosanitario
Elaboración de los planos estructurales y sanitarios.
Conclusiones y recomendaciones.
1.5.1 Materiales de construcción utilizados en la erección del edificio.
Superestructura y elementos secundarios: Acero estructural A-36.
1.5 PARAMETROS DE CARGAS
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Paredes exteriores e interiores de los tres niveles: De material Liviano, tipo
Covintec.
Cubierta de Techo: Lámina Troquelada con recubrimiento de concreto y capa
asfáltica.
Cielo raso: De Plycem con Esqueleteado de aluminio.
Entrepiso: Lámina Troquelada con recubrimiento de concreto y cerámica.
1.5.2 Pesos Unitarios de Cargas Muertas.
El peso de los componentes de: cubierta de techo, entrepiso, paredes, etc. es
calculado basándose en pesos unitarios de materiales que los forman por lo tanto esimportante obtenerlos de una fuente confiable como códigos o estándares
internacionales:
Concreto(ASCE 7-02 tabla C3-2): 2400 kg/m³
Mortero (ASCE 7-02 tabla C3-2): 2200 kg/m³
Acero(AISC tabla 17-12): 7850 kg/m³
Suelo compactado(ASCE 7-02 tabla C3-2): 1600 kg/m³
Cubierta de Techo:
Recubrimiento Asfáltico (AISC, tabla 17-13): 1000 kg/m³
Espesor: 5 mm
Peso por metro cuadrado: 1298*5/1000= 6.49 kg/m²
En los cálculos se utilizó el valor de 10 kg/m2
Lamina troquelada tipo 9-A con espesor de 1/16” 15.45 kg/m²
Cielo Raso:
Lámina de Plycem (AMANCO. Manual Técnico): 1050 kg/m³
Espesor: 6 mm, para cielo raso
Peso por metro cuadrado: 1050*6/1000 = 5.3 kg/m²
Suponemos un esqueletado de aluminio = 3 kg/m²
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Paredes exteriores e interiores:
Peso propio de Panel Covintec(HOPSA, Manual técnico): 4.5 kg/m2
Recubrimiento de Mortero, en ambas caras del panel:
Espesor de Recubrimiento: 1 pulg.
Peso de Recubrimiento: 2*2200*1*0.025 = 110 kg/m2
Repello y fino en ambas Caras (RNC. Tabla 3): 40 kg/m2
Otros: 1.5 kg/m2
Carga total de Paredes: 4.5+1.5+110+40= 156 kg/m2
1.5.3 Pesos Unitarios de Cargas Vivas
Para cargas gravitacionales:
Techo de losa con pendiente no mayor del 5% (RNC, arto.17): 100 kg/m²
Entrepiso para uso residencial (RNC, arto.17): 200 kg/m²
Entrepiso para uso de comercio ligero (RNC, arto.17): 350 kg/m²
Para cargas sísmicas (Carga viva reducida):
Techo de losa con pendiente no mayor del 5% (RNC, arto.17): 40 kg/m²
Entrepiso para uso residencial (RNC, arto.17): 80 kg/m²
Entrepiso para uso de comercio ligero (RNC, arto.17): 250 kg/m²
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Concreto:
Esfuerzo de Compresión: 210 kg/cm²
Modulo de elasticidad: 210000 kg/cm²
Acero de Refuerzo:
Punto de Fluencia: Grado 40= 2818 kg/cm²
Acero Estructural:
Punto de Fluencia: Grado A-36= 2536 kg/cm²
Modulo de elasticidad: 2039000 kg/cm²
Suelo de Cimentación:
A falta de estudio se asume:
Capacidad de Carga: 1.50 kg/cm²
Coeficiente de fricción el suelo: 0.5
Coeficiente de empuje pasivo: 3.00
Peso especifico del suelo: 1600 kg/m3
Después de haber analizado los requerimientos arquitectónicos que generaba el
proyecto se procedió a hacer un modelo que representara la estructura
sismorresistente del edificio, tomando como criterio los siguientes aspectos:
1.6 PROPIEDADES MECÁNICAS
1.7 IDEALIZACIÓN DE SUPERESTRUCTURA
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Para la altura de pisos se tomo en cuenta el nivel de piso terminado requerido
por el arquitecto y el espesor del sistema de entrepiso (lamina troquelada con
concreto más espesor de cerámica), la altura de piso es tomada de centro a centro
de vigas.
Para las dimensiones de los claros en ambas direcciones se tomaron en cuenta
distancias de centro a centro de ejes, estos ejes fueron propuestos de manera que
su ubicación proporcionara al edificio una buena simetría y que el efecto de la
torsión no sea un problema predominante en el comportamiento sísmico del edificio.
Siguiendo al pie de la letra estos importantes criterios fue que se modelo el siguiente
sistema estructural:
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El diseño sismorresistente de todas las estructuras esta considerablemente
influenciado por los materiales de construcción requeridos por el arquitecto, que a su
vez definen el sistema estructural y métodos de construcción, pues algunos materiales
por su naturaleza y variabilidad pueden requerir un factor de seguridad mayor que
otros.
Debido a que la capacidad para soportar los terremotos depende de la estabilidad,
resistencia y ductilidad de las estructuras, la tarea del diseñador es seleccionar la
combinación optima de estas variables y para ello es necesario tener en cuenta de
forma hasta cierto punto cuidadosa, la resistencia, ductilidad y estabilidad de cada
elemento o componente de la estructura teniendo por consiguiente que considerar el
conjunto de elementos como un sistema integrado que se comporta como tal y al
mismo tiempo tener presente la manera como los elementos del edificio estánconectados y la forma en que la falla de cualquier cuerpo individual, puede influir en el
comportamiento de la estructura como un sistema.
Diseñar estructuras sismoresistentes es una tarea con alto grado de dificultad debido
al carácter probabilístico de los terremotos, la compleja respuesta espacial-dinámica de
la estructura, la gran variedad de materiales, elementos y sistemas estructurales, etc.,
es por ello que los resultados de la investigación teórica y experimental, deben ser
simplificados para corresponder con las propiedades especificas de las estructuras
deben ser expresados en forma de métodos sencillos (hasta cierto punto sistemáticos).
En Nicaragua se emplean tres tipos esenciales de análisis, cada uno de ellos con
diferente grado de complejidad, los cuales se detallan en el RNC-83, y que son: Método
Estático equivalente, Método Dinámico y el llamado Método Simplificado de Análisis.
2.1 INTRODUCCIÓN
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En esta obra solamente se hará énfasis en el Método Estático equivalente por ser el
método a emplear para el análisis de la estructura propuesta, los detalles de este
método serán abordados en su debida oportunidad.
Cargas Muertas:Son aquellas que se mantienen constantes en magnitud y fijas en posición durante la
vida de las estructuras. Estas pueden calcularse con buena aproximación a partir de la
configuración de diseño, las dimensiones de las estructuras y de la densidad del
material para edificios, los rellenos y acabados de entrepiso, en igual forma el cielo
raso se toma como cargas muertas incluyendo una consideración para cargas
suspendidas tales como ductos, aparatos y accesorios de iluminación.
Cargas Vivas:
Que consisten principalmente en cargas de ocupación en edificios pueden estar total a
parcialmente en un sitio o no estar presentes y también cambiar de ubicación a lo largo
de la vida de la estructura, su magnitud y distribución no se conocen con precisión.
Carga Viva Reducida:
Es la carga vertical que resiste la estructura según su destino ante solicitaciones
sísmicas. Esta carga solo se aplica para el análisis sísmico.
El Reglamento Nacional de la Construcción (RNC-83) contiene información detallada
acerca de los valores promedios máximos esperados para cargas vivas.
Carga Sísmica:
2.2 DEFINICIONES DE CARGA
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Es aquella ocasionada por efecto de sismo en forma de aceleraciones verticales y
horizontales. La fuerza o carga sísmica se determinará como se indica en el Art. 24 del
RNC-83. Se usan varias fórmulas para transformar las aceleraciones sísmicas en
fuerzas estáticas horizontales que dependen de la masa de la estructura. Estas fuerzas
se expresan como un porcentaje de la carga de gravedad de la estructura y de su
contenido y depende de la ubicación de la estructura en un mapa de probabilidad
sísmica, del tipo de estructuración y de otros factores.
Existen otros tipos de cargas que consisten fundamentalmente en cargas de presión y
succión del viento, presiones del suelo en porciones subterráneas de la estructura,carga de posible empozamiento del agua pluvial. Al igual que las cargas vivas, estas
cargas son inciertas tanto en magnitud como en distribución.
Carga de viento:
Es la carga debido a las presiones del viento en cualquier dirección horizontal,
provocando los efectos de succión horizontal y vertical o presiones horizontales. Las
presiones del viento asumidas para el diseño estructural son las más altas que se
puedan presentar en la zona, pero no menores que las listadas en la tabla 8 del RNC-
83.
Diafragma:
Se entiende por diafragma cualquier sistema de techo o entrepiso capaz de transmitir
fuerzas laterales de sismo o viento a los elementos verticales que forman el sistema
resistente a dichas cargas.
Diafragma Flexible:
Es aquel diafragma de techo o entrepiso que solo tiene capacidad de transmitir fuerzas
de corte directo tangenciales al plano del diafragma.
Diafragma Rígido:
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Diafragma, ya sea de techo o entrepiso que pueda distribuir las cargas horizontales
según las rigideces de los elementos resistentes de apoyo.
Marco Rígido (pórtico no dúctil):
Sistema estructural formado por vigas y columnas o cerchas y columnas unido en
forma rígida en los nudos y que resiste las cargas principalmente por flexión.
Marco Dúctil:
Sistema estructural con sus miembros y uniones calculada de modo que pueda sufrir deformaciones inelásticas (de naturaleza cíclica y reversible de un orden mayor que la
deformación elástica), sin perdida de su resistencia.
Período:
El período está asociado con los modos de oscilación, el período fundamental es el
período natural de mayor valor, y puede ser calculado basándose en las propiedades
de resistencia del sistema a las fuerzas sísmicas, en la dirección de análisis y por
medio de métodos basados en principios de mecánica generalmente aceptado.
Toda estructura deberá ser diseñada y construida, para resistir como mínimo
las cargas sísmicas determinadas de acuerdo a lo establecido en el Art. 24 del
Reglamento Nacional de Construcción.
2.3 REQUERIMIENTOS DE ANÁLISIS PARA DISEÑO
SISMO-RESISTENTE.
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Los proyectos deberán ajustarse a los requerimientos específicos de la Matriz
de Planeamiento y los Mapas Geológicos para Riesgos Sísmicos por fallamiento
superficial.
Simetría tanto en la distribución de masas como en las rigideces.
Evitar cambios bruscos de estructuración.
Menor peso en los pisos superiores.
Además de las cargas originadas por el peso propio del edificio y de sistemas
constructivos, deberán considerarse las cargas vivas y las cargas sísmicas.
En todos los casos, se usarán los valores de carga que produzcan lascombinaciones de efectos más críticos.
Las cargas que actúan sobre la superestructura del edificio y elementos secundarios
que los conforman son:
Carga Muerta.
Carga Viva.
Carga Viva Reducida.
Carga de Viento.
Carga Sísmica.
2.4.1 Cargas Muertas:
2.4 CARGAS APLICADAS A LA ESTRUCTURA
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En la estimación de las cargas muertas para propósito de diseño, se usarán los pesos
propios de los elementos estructurales y no estructurales necesarios en el edificio
El peso propio de los elementos estructurales principales (vigas y columnas) es
calculado por Sap2000NL 8.3.5 y es considerado al definir las combinaciones de
cargas utilizadas en el diseño, en el input del programa.
Para los elementos estructurales secundarios y/o no estructurales se tomarán en
cuenta los pesos de los siguientes materiales:
Entrepiso: losa (lamina troquelada y concreto), piso (cerámica), particiones exteriores e
interiores (Covintec), cielo raso (Plycem y esqueleteado de aluminio) y viguetas
metálicas. Los valores de estos pesos son los mostrados en el capítulo 1, acápite 1.5.2.
2.4.2 Cargas Vivas:
Con relación al destino que vaya a tener la edificación (comercio ligero;
primero y segundo piso, vivienda; tercer piso), deberá ser considerada en eldiseño la carga viva más alta que probablemente ocurra, pero en ningún caso
menor que la carga viva uniformemente distribuida mostrada en el capítulo 1,
acápite 1.5.2.
La carga viva puede reducirse en atención a: Carga Viva de 500 kg/m2 ó
menores, arto.19 RNC-83.
El valor de la carga viva, puede disminuirse para el diseño vertical de
elementos estructurales cuando su correspondiente área tributaría excede de
14 m², en un 0.86% por m² de área soportada por el elemento estructural, pero
no deberá exceder el valor de R determinado por la siguiente fórmula:
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)1(*23CV
CM R +=
Donde:
R : Reducción en porcentaje.
CM : Carga muerta por m2 de carga soportada por el elemento estructural.
CV : Carga viva de diseño por m2 de carga soportada por el elemento
estructural.
2.4.3 Carga Viva Reducida:
Al igual que la carga viva se relaciona con el destino que valla a tener la
edificación (comercio ligero; primero y segundo nivel, vivienda; tercer nivel), y
se utilizaran las mostradas en el capítulo 1, acápite 1.5.2.
2.4.4 Carga de Viento:
Presión de viento: P = K * P o
P =Sobrecarga debido a presión del viento.
P o =Presión equivalente del viento según tabla 8 RNC.
K =factor de empuje (adimensional)
( + ) Presión; ( - ) succión.
Para nuestro edificio con una altura mayor que 10 m. y menor que 15m y
ubicado en zona 1:
P o = 55 Kg/m2
Factores de empuje K para superficie de Barlovento:
Según RNC una cubierta de techo horizontal se distinguirán tres zonas con los
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siguientes factores de empuje:
Zona 1 (1/3H): K1 = -1.75
Zona 2 (1/3H - 1.5H): K2 = -1.0
Zona 3 (resto): K3 = -0.4
En paredes, cuando el viento actúa normalmente a la superficie expuesta, se
tomará K = 0.75 del lado del Barlovento (Presión) y K = -0.68 del lado de
Sotavento (Succión).
Como parte importante del proceso de diseño de la superestructura mediante el
método Estático Equivalente se hace necesario poder clasificarla sísmicamente, lo cual
se hará ajustándose a las normas del RNC-83. A tal efecto el edificio se clasifica de la
siguiente manera:
Tomando en cuenta su destino, arto. 11, la estructura se clasifica en: GRUPO 2
Edificios de uso público con elevado factor de ocupación o donde no existe frecuente
aglomeración de personas como: comercios y viviendas. Toda estructura cuyo colapso
pueda poner en peligro las de este grupo o del grupo 1.
Tomando en cuenta las características estructurales, arto. 12, se hace
la siguiente clasificación: TIPO 3 K = 1.00
Si bien es cierto el sistema sismoresistente está compuesto por marcos dúctiles de
acero (Marcos resistentes a momentos y uniones rígidas entre vigas y columnas, que
2.5 CLASIFICACIÓN SÍSMICA DE LA
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disipan el sismo por medio de desplazamientos), existirán paredes de cerramientos
unidas a las vigas y columnas de la superestructura sin tener juntas constructivas entre
ellos, proporcionándole cierta rigidez al sistema, por esto se tomará como un sistema
compuesto por marcos rígidos de acero y también tomando en cuenta la incertidumbre
de poseer calidad de mano de obra de clase A.
Este tipo incluye edificios en los cuales los sistemas de piso o techo constituyen
diafragmas rígidos, los marcos recibirán las fuerzas laterales en proporción a sus
rigideces.
Requerimiento de calidad para grado de la estructura: GRADO B
Tomando en cuenta la calidad y categoría en la simetría, estabilidad de la estructura,
confiabilidad del sistema de construcción, inspección y control de los materiales, tal
como se establece en la Tabla 1 (RNC-83), las estructuras se clasifican de acuerdo a
los grados mostrados en la Tabla 2 ( RNC-83).
Requiere como mínimo calidad regular en las tres categorías, como se muestra en el
cuadro siguiente:
CATEGORÍA TIPOS CARACTERÍSTICAS CALIDAD
I. K =1Simetría regular.(excentricidad entre el 10 y
el 20%) Regular.
II.Todos
los
tipos
Sistema tradicional de alta confiabilidad. Sin
elementos prefabricados en los sistemas
laterales resistentes. Análisis estático
equivalente. Pisos con acción diafragmática y
techos con o sin diafragmas.
Regular.
III. Todos
Inspección ocasional o remota. Mano de obra
con regular experiencia. MaterialesRegular.
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III.
Todos
los
tipos
Inspección ocasional o remota. Mano de obra
con regular experiencia. Materiales
aprobados y de producción
controlada.
Regular.
Según el mapa de zonificación sísmica de Nicaragua, la estructura se ubica en
la ciudad de Managua: ZONA 6.
Según el mapa de zonificación sísmica de Nicaragua, la estructura se ubica en
la ciudad de Managua: ZONA 6.
CLASIFICACIÓN
Grupo Tipo Grado Zona2 3 B 6
El coeficiente de ruptura "c" varía en las 6 zonas sísmicas en que se ha dividido
el país y según Grupo, Tipo y Grado de las estructuras.
Según la clasificación sísmica de la estructura definida anteriormente tenemos
que: El coeficiente Sísmico c = 0.337. tabla No. 14 RNC-83.
2.6 COEFICIENTE DE DISEÑO
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El valor del coeficiente "c” puede ser modificado de acuerdo a la condición del
suelo y al período del edificio, afectándolo por un factor de reducción "D" que
depende de las condiciones del suelo que se presentan en el sitio donde se
cimentara el edificio y el periodo de este, debido a que no se conocen las
condiciones del suelo por falta de estudio no se aplicará la reducción al
coeficiente sísmico “c”.
El periodo fundamental del edificio puede ser calculado basándose en las
propiedades de resistencia del sistema a las fuerzas sísmicas, en la dirección
de análisis y por medio de métodos basados en principio de mecánica
generalmente aceptados.
Para obtener una aproximación del periodo del edificio se recomienda la
siguiente formula para estructuras tipo 3:
L
hT
n*.090=
Donde:
hn = Altura en m desde la base hasta el nivel mas alto de la construcción.L = Longitud del edificio, en la dirección bajo consideración.
T = Periodo del edificio.
2.7 PERIODO DEL EDIFICIO.
2.8 MÉTODOS DE ANÁLISIS SISMICOS.
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En lo que se refiere al análisis estructural se presentan tres métodos de análisis para el
diseño de las estructuras para edificios sismorresistentes, pero la elección del método
estará sujeta a lo siguiente según el Reglamento Nacional de Construcción de
Nicaragua (RNC), capitulo III, articulo 28:
1. En edificios con altura menor o igual a 12 metros, podrá utilizarse el método
Simplificado, siempre y cuando cumpla con los requisitos que se establecen en
el artículo 28, capitulo III del RNC.
2. En edificios con altura menor de 45 metros, podrá utilizarse el método Estático
Equivalente o el Método Dinámico tomando en cuenta los desplazamientos
laterales, efectos de torsión y volcamiento.
3. En edificios con altura mayor de 45 metros, deberá emplearse el método de
análisis Dinámico.
En el caso de estudio y en casi la mayoría de edificios construidos en Nicaragua, es
aplicable el método Estático Equivalente, debido a tener una estructura de altura media
y no poseer muros de corte que resistan las cargas laterales debidas a solicitaciones
sísmicas.
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2.9.1 Introducción.
El sismo es un movimiento del terreno en que descansa la estructura. En algunas
partes del mundo los ingenieros están obligados a hacer el análisis sísmico pues
generalmente las fallas sufridas por las estructuras se deben a este efecto.
El movimiento de un sismo es horizontal y vertical, aunque este último efecto no se
toma en cuenta pues el hacer el análisis bajo cargas verticales, el efecto vertical del
sismo se absorbe por el factor de seguridad de las cargas verticales.
El análisis sísmico es estimado o aproximado, debido a que la naturaleza del fenómeno
es compleja y poco conocido, sin embargo las precauciones que involucra realizar
dicho análisis, ha traído como consecuencias estructuras con comportamiento
satisfactorio ante sismo (en la mayoría de los casos).
2.9.2 Método Estático Equivalente.
El MÉTODO ESTÁTICO EQUIVALENTE supone el efecto del sismo equivalente a un
sistema de fuerzas horizontales estáticas, que actúan independientemente y no
simultáneamente según la dirección de los pórticos principales y secundarios. Dichas
fuerzas horizontales se consideran aplicadas al nivel de cada piso, y cuya línea de
acción pasa por el centro de gravedad de las cargas verticales de dicho piso. Estas
fuerzas horizontales se suponen con una variación lineal con un valor máximo en el
nivel de techo y un valor cero en la base del edificio.
2.9 MÉTODO ESTÁTICO EQUIVALENTE.
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Sin entrar en detalle sobre el origen de los conceptos involucrados en EL MÉTODO
ESTÁTICO, se definirán una serie de parámetros para encontrar a partir de ellos las
fuerzas horizontales mencionadas, las cuales también reciben el nombre de carga
sísmica de nivel.
2.9.2.1 Coeficiente Sísmico.
El coeficiente sísmico a utilizar en el método es el mostrado en el presente capitulo,
acápite 2.6.
2.9.2.2 Altura del nivel considerado medido desde el nivel de base.
Lo identificaremos como hi donde i denota el nivel considerado. El nivel de base lo
definiremos como especifica la figura siguiente.
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Nivel de
Base
ih
2.9.2.3 Peso Total del edificio.
Lo identificaremos como W y será medido hasta el nivel de base. Para el cálculo de W
se tomará en cuenta la carga muerta total (peso de vigas, columnas, losas, paredes y
cualquier otra carga con carácter de permanencia) y un porcentaje de carga viva (carga
viva reducida.). Se aconseja: especial cuidado en la estimación de la carga W a fin deobtener un valor que este de acuerdo con la realidad.
2.9.2.4 Peso por Nivel.
Lo identificaremos como Wi y se refiere al peso de cada uno de los niveles que
componen el edificio; lógicamente la sumatoria de Wi debe ser igual a W.
2.9.2.5 Carga Sísmica de Nivel.
La identificaremos como Fi, la cual viene dada por las expresiones:
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α *
*
**
=
∑=
n
i i i
i i
i
hW
hW SF
1
Para nivel “i ”
S
hW
hW SF
n
i i i
i i
i *)(*
*
** α α −
=
∑=
1
1
Para nivel “n”.
Donde “S” es el calculado según arto. 24 de RNC-83:
S = C * W
El Valor de α depende del periodo fundamental del edificio, tomando valores de:
α = 1 Para T ≤ 0.5 seg.
α = 0.95 Para 0.5 < T < 1 seg.
α = 0.90 Para T ≥ 1 seg.
El periodo del edificio “T” es calculado como se indica en el presente capitulo, acápite
2.7.
Como hicimos notar anteriormente, estas fuerzas horizontales Fi estarán situadas en el
nivel de cada piso y su línea de acción deberá pasar por el centro de gravedad de las
cargas verticales del nivel donde esta situada.
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6 5 4 3 2 1
A
B
C
PLANTA TIPICAX
C.C.
Y
Centro de gravedad de lascargas del nivel conciderado
iF
2.9.2.6 Comentario.
Nuestro problema consiste ahora en repartir esta fuerzas Fi aplicadas en los niveles, a
los diferentes nodos que forman dicho niveles. Esta repartición no deberá hacerse en
forma arbitraria, sino proporcional a la rigidez de cada pórtico por ser el diafragma de
entrepiso un diafragma rígido (demostración de sistema de piso como diafragma rígido
será hecha en los cálculos.).
La siguiente fig. muestra la forma de distribución:
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2.9.2.7 Rigidez de Piso de pórticos de edificios.
La Rigidez de Piso es la relación entre la fuerza cortante resistida por un marco o
pórtico en un piso y el desplazamiento horizontal relativo entre los dos niveles
consecutivos. La rigidez así definida no es independiente del sistema de fuerzas
laterales. Por tanto para calcularla con rigor debe conocerse tal sistema con
anterioridad, lo cual en general no es posible (precisamente ese es nuestro propósito).
En pórticos ordinarios de edificios el empleo de sistema de cargas que no sonestrictamente proporcionales el definitivo de análisis introduce errores de poca
importancia, y usualmente las rigideces a partir de hipótesis simplificatorias sobre la
forma del sistema de fuerzas laterales son satisfactorias.
Se presenta a continuación un método aproximado para el cálculo de Rigideces de
piso.
2.9.2.7.1 Formulas de Wilbur:
Estas formulas se basan en las siguientes hipótesis:
a) Los giros de todos los Nodos de un nivel u de los dos Niveles adyacentes son
iguales (excepto en el primer nivel, en donde puede suponerse empotramiento o
articulación según el caso).
b) Las fuerzas cortantes en los dos pisos adyacentes al que interese son iguales a
la de este.
De aquí resultan las siguientes expresiones para columnas empotradas en las
fundaciones:
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Para el primer piso:
+
++
=
∑ ∑∑12
*4*
*48
11
11
21
11 c
v
c
ii
i
k k
hh
k
hh
E R
Para el segundo piso:
+
+
+
++
=
∑
∑
∑∑ 12
32
11
11
21
12
22
2
12
*4*
*48
vc
v
c k
hh
k k
hh
k
hh
E R
Para pisos intermedios:
+
+
+
+
=
∑∑∑ nv
on
mv
nm
nc
n
n
k
hh
k
hh
k
h
h
E R
1112
*4
*
*48
Para último piso:
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++
=
∑nv
n
mv
nm
nc
n
n
k
h
k
hh
k
hh
E R
111
2
24
48
***
*
En estas ecuaciones:
Rn = Rigidez del piso en cuestión.
Kv,n = Rigidez (I/L) de vigas del nivel n.
Kc,n = Rigidez (I/L) de columnas el piso n.m, n, o = Índices que identifiquen tres niveles consecutivos de abajo hacia arriba.
h n = Altura del piso n.
nivel 2
nivel 1
nivel 0
Piso 2
Piso 1
nivel de techo
Piso 3
2.9.2.8 Distribución de las Fuerzas por Niveles en Fuerzas Nodales ubicadas en
cada marco en dirección del análisis.
2.9.2.8.1 Hipótesis.
a) Las losas del piso son indeformables. Esto significa que su única función es
transmitir las fuerzas sísmicas a los elementos resistentes: Los Pórticos.
b) La rigidez de piso en cada caso es conocida.
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2.9.2.8.2 Procedimiento de Análisis:
a) Calcúlese la rigidez de piso en cada piso de cada Pórtico que constituye al
edificio, aplicar las formulas de Wilbur.
b) Calcule en la forma mas aproximada posible el peso Wi y el valor de W de cada
piso.
c) Calcúlese las cargas sísmicas de nivel por medio de las expresiones mostradas
en este capitulo, acápite 2.9.2.5.
d) Calculo de Rigidez de Piso.
e) Obténgase por estática la línea de acción del CORTANTE SÍSMICO ),( Y X
en cada piso (la magnitud del CORTANTE SÍSMICO se obtiene con la sumatoria
de los Fi situada en y por encima del piso considerado) para las dos direcciones
paralelas a los pórticos.
f) Determínese la posición del CENTRO DE TORSION en cada piso. EL CENTRO
DE TORSION es el punto por el cual debe pasar la línea de acción de la fuerza
cortante sísmica para que el movimiento relativo de los dos niveles consecutivos
que limitan al piso sea exclusivamente de traslación. En caso contrario existe
Torsión o Rotación relativa entre los dos niveles consecutivos.
Las expresiones para calcular las coordenadas del CENTRO DE TORSION con
respecto a un sistema cualquiera de referencia son: (se recomienda escoger dicho
sistema de tal manera que su origen coincida con una esquina de la planta del edificio y
sus ejes sean paralelos a la dirección de los Pórticos.).
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∑∑=
iy
iiy
T R
x R X
* ∑
∑=ix
iix
T R
y RY
*
La fuerza cortante que debe ser resistida por un pórtico cualquiera en un piso es igual a
la suma de dos efectos: el debido a la fuerza cortante del piso actuando en el CENTRO
DE TORSION, y el debido al Momento Torsionante del piso.
Si la dirección analizada del sismo es la paralela al eje X se obtienen los siguientes
cortantes:
En los Pórticos X, por efecto de la fuerza cortante aplicada en el centro de
torsión:
x ix
ix
x ix V deefecto por directoCorteR
R
V V ;∑
En los Pórticos X, por efecto de la Torsión:
( )
x
iT iy iT ix
iT ix
TX ix T
V por producidatorsióndeefecto por torsor Corte
X R Y R
Y R M V ;
**
**∑ ∑ 22
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En los Pórticos Y, por efecto de la Torsión:
( )
y
iT iy iT ix
iT iy
TX iy T
V por producidatorsióndeefecto por torsor Corte
X R Y R
X R M V ;
**
**∑ ∑ 22
Si la dirección analizada del sismo es la paralela al eje Y, se obtienen los siguientes
Cortantes:
DirectoCorteR
R
V V iY
iY
y iY ;∑
Y Pórti losenTorsor Corte X R Y R
X R M V
iT iY iT iX
iT iY
TY iY T cos;
**
**∑ ∑ 22
X Porti losenTorsor Corte X R Y R
X R
M V iT iY iT iX
iT iX
TY iX T cos;**
*
*∑ ∑ 22
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Nomenclatura:
XT, YT : Coordenadas del centro de torsión, referidas a un sistema de
coordenadas escogido inicialmente.
RiX, RiY : Rigideces en el sentido X e Y respectivamente de los diferentes pisos de
los pórticos.
Xi, Yi : Distancia que localiza a dichas rigideces con respecto al sistema decoordenadas.
XiT, YiT : Distancia que localiza a dichas rigideces con respecto a un sistema de
coordenadas cuyos ejes son paralelos al inicial y cuyo origen coincida con el centro de
torsión.
Vix : Fuerza que absorbe un piso de un Pórtico; situado o paralelo a la dirección X, por
efecto de la traslación (Corte Directo).
VixT: Fuerza que absorbe un piso de un Pórtico i; paralelo a la dirección X, por efecto de
la torsión (Corte Torsor)
Σ Rix*YiT2 + Σ Riy*XiT
2 : Constante de Torsión.
Vx : Cortante de piso fuerza cortante sísmica en el piso considerado y
actuando en la dirección X.
MTx : Momento e Torsión en el piso considerado, cuyo valor se encuentra
como el producto de corte de piso Vx por la siguiente excentricidad:
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T X X e − Pero el valor de “e” debe ser mayor que 0.05 veces la longitud del
edificio en la dirección de análisis.
De la misma manera se realizará el análisis en la dirección Y.
2.9.2.9 Análisis de los cortantes directos e indirectos provocados por los efectos
de torsión.
En el capítulo 2 del RNC-83, arto. 25 estipula que para estructuras tipo 3 los elementosverticales y sus fundaciones deberán ser diseñadas para el 100 % de los efectos de la
acción sísmica en una dirección y el 30 % de la carga axial por sismo en la dirección
ortogonal. Por tanto tendremos las siguientes combinaciones de fuerza sísmica:
Vx + 0.3 Vy
Vy + 0.3 Vx
-Vx - 0.3 Vy
-Vy - 0.3 Vx
El procedimiento utilizado en el análisis del cortante directo e indirecto será el descrito
a continuación:
En la fig. 1 se muestra el efecto del momento torsor debido al 100 % del cortante
directo en la dirección X, este efecto provocará que se generen cortantes indirectos en
las dos direcciones contrarias que afectan al cortante directo en la dirección X y al 30 %
del cortantes en la dirección Y. Los cortantes indirectos encerrados en elipses
aumentan el valor del cortante directo tanto en la dirección X (100%) como en ladirección Y (30%), por tanto serán calculados y sumados a estos. Los cortantes
indirectos no encerrados en elipses disminuyen el valor de los cortantes directos, este
efecto no se tomará en cuenta, por tanto se tomará como cero. La dirección del
momento torsor depende del lado en que caiga la excentricidad por tanto los cortantes
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indirectos que aumentan el valor del cortante directo pueden cambiar de dirección así
como los que disminuyen.
Como es una combinación del 100% en una dirección y el 30% de la otra, este último
genera el mismo efecto en ambos cortantes por tanto se aplicara el procedimiento
anteriormente descrito. Esto implica que cualquier cortante directo se le será sumado
los efectos indirectos de la combinación del 100% y del 30%.
VMTX1V
0.30 * V
TX1X X
Y
X
Y
M
fig. 1
2.9.2.10 Momento de Volcamiento.
Toda estructura deberá calcularse para resistir los efectos del momento del
volcamiento debido a las fuerzas horizontales generadas por sismos. El momento de
volcamiento se determinara por medio de:
∑ i i v hF M *
Donde:
Mv: Momento de volcamiento.
Fi: Definida en el presente capítulo, acápite 2.9.2.5.
hi: Definida en el presente capítulo, acápite 2.9.2.2.
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Para garantizar la estabilidad del edificio, éste debe de tener un momento resistente
mayor al momento de volcamiento, y se calculará de la siguiente forma:
∑ i i R BW M *
Donde:
MR: Momento resistente al volcamiento.
Wi: Definida en el presente capítulo, acápite 2.9.2.4.
Bi: Brazo medido desde el centro de masa de W i al extremo del edificio donde se
evaluará el volcamiento.
2.10.1 Desplazamientos laterales permisibles.
Se tomarán del Reglamento Nacional de la Construcción:
El desplazamiento ∆ de los pisos respecto al nivel basal es calculado por el programa
Sap2000 NL 8.3.5. Para comparar este valor con los permisibles se calculara un ∆' =∆ *
dt donde dt es un factor de deformación que depende del tipo de estructuración tal
como muestra el cuadro abajo mostrado tomado del arto. 34 del RNC-83.
TIPO K dt
1 0.67 32 0.8 2.53 1 24 1.17 1.75 1.33 1.56 1.67 1.27 2 1
2.10 DESPLAZAMIENTOS PERMISIBLES.
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El desplazamiento lateral máximo de cualquier nivel del edificio relativo al nivel
adyacente no podrá exceder los siguientes valores:
TIPO DE EDIFICACIÓNLIMITACIÓN DE
DESVÍOEstructura de Mampostería 0.003 hEstructura de concreto 0.006 hEstructura de Acero 0.009 hh altura de piso a piso
Debido a que los valores permisibles antes expuestos son desplazamientos relativos de
pisos será necesario el cálculo de desplazamientos relativos resultantes en el análisis
que no es más que encontrar la diferencia entre el ∆’ de un piso y su homologo del piso
adyacente y así poder realizar el chequeo.
2.10.2 Desplazamientos gravitacionales estáticos permisibles.
Las especificaciones AISC, no especifican valores límites para la deflexión en
elementos estructurales de acero. En el capítulo L se dice que los valores límites de
comportamiento estructural para asegurar serviciabilidad, deberán escogerse acorde a
la función especifica de la estructura, esto es basándose en el tipo de estructura, su
uso y reacciones sicológicas de los usuarios.
El RNC-83 establece, en su arto.68, inciso b, que la máxima deflexión permitida en
elementos principales sometidos a carga viva será de L/360 y para la condición de
carga viva más carga muerta deberá ser L/240, donde L = longitud del claro (m). En el
diseño hemos considerado estos límites para chequear la serviciabilidad del edificio.Este chequeo se realizó a viguetas de entrepiso, lamina troquelada y a vigas
principales de la superestructura.
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Combinaciones ElásticasCombinaciones de resistencia
ultima.
Elast 1 CM+CV Ult 1 1.7CM+1.7CV
Elast 2 CM+CV+0.71SX+0.3(0.71SY) Ult 2 CM+CV+SX+0.3SY
Elast 3 CM+CV+0.71SY+0.3(0.71SX) Ult 3 CM+CV+SY+0.3SX
Elast 4 CM+CV-0.71SX-0.3(0.71SY) Ult 4 CM+CV-SX-0.3SY
Elast 5 CM+CV-0.71SY-0.3(0.71SX) Ult 5 CM+CV-SY-0.3SX
Elast 6 0.8CM+0.71SX+0.3(0.71SY) Ult 6 0.8CM+SX+0.3SY
Elast 7 0.8CM+0.71SY+0.3(0.71SX) Ult 7 0.8CM+SY+0.3SX
Elast 8 0.8CM-0.71SX-0.3(0.71SY)
Elast 9 0.8CM-0.71SY-0.3(0.71SX)
Elast 10 CM+CV+VX
Elast 11 CM+CV+VY
2.11 COMBINACIONES USADAS EN EL ANÁLISIS.
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3.1.1 Introducción.
Todo diseño estructural se auxilia de métodos, criterios de diseño y de estructuración
que sirven para poder determinar las características o los parámetros que se usarán
en el diseño de un edificio.
La finalidad del presente capítulo es presentar los criterios más convenientes que se
tomaron para analizar y diseñar los elementos de la superestructura que conforman el
edificio en estudio, determinando así sus secciones mas adecuadas.
Para modelar la estructura de forma mas real, actualmente el diseño de estructura está
orientado a utilizar un Software de Computación que puede satisfacer las diferentes
asunciones que se toman para aplicarse al modelo que se utilice para diseñar, en el
presente diseño se utilizó el programa SAP 2000 NL V 8.3.5
Para el análisis de sistema de entrepiso, vigas de entramado, pedestales y zapatas,
placa base y soldadura se realizó de forma manual aplicando los criterios del AISC –
ASD89 y ACI.
3.1.2 Losa de entrepiso.
Se utilizara Lamina Troquelada tipo 9-A, la cual funcionará como formaleta, por tanto
debe resistir la carga viva (según el RNC-83), y la carga muerta a la que está
expuesta. Por estas consideraciones se idealizó como una viga simplemente apoyada,
y se le revisó los esfuerzos a la que está sometida por flexión y deflexión.
3.1 DISEÑO DE ELEMENTOS SECUNDARIOS.
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El procedimiento del diseño de la lámina metálica troquelada de entrepiso será:
Obtener las cargas externas superficiales aplicadas en la lámina metálica.
Asumir una lámina metálica troquelada, para obtener sus propiedades
geométricas, características y peso de la misma.
Considerando la lámina metálica simplemente apoyada, calcularse el esfuerzo
actuantes en la lámina por flexión.
M = w * L2 / 8
ƒb = M / S
Calcular el esfuerzo resistente por flexión.
F b = 0.6 * Fy
Verificar si la sección propuesta satisface las normas de deflexión para cargatotal.
Deflexión actuante: D = 5 * W * L4 / (384* EI)
Deflexión permisible: L / 240
3.1.3 Viguetas de entrepiso.
Para los criterios de diseño de las viguetas, consideremos una viga de sección
rectangular y los diagramas de esfuerzos por flexión. Si la viga esta sujeta a momento
flexionante el esfuerzo en cualquier punto puede calcularse con la fórmula de flexión:
ƒb = Mc / I. = M / S
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Donde:
M : Momento flexionante que actúa en la viga debido a cargas gravitacionales y será
calculada por la siguiente ecuación:
M = w * L2 / 8
Momento correspondiente a una viga simplemente apoyada.
c: distancia entre el centroide y la fibra a tensión o a compresión de la sección donde
se calculará el esfuerzo.
I: Inercia de la sección.S: Módulo de sección.
W: Cargas gravitacionales (CM + CV)
L: longitud del claro entre apoyos.
El esfuerzo f b deberá ser menor que el esfuerzo permisible a flexión Fb, dado por la
siguiente ecuación:
F b
= 0.6 * Fy
El procedimiento del diseño de la viguetas de entrepiso será:
Obtención de las cargas externas superficiales aplicadas en las viguetas.
Cálculo de propiedades geométricas de la sección.
Revisión de los criterios de sección no compacta.
Considerando la vigueta simplemente apoyada, calcular el momento actuante y
el esfuerzo requerido en la vigueta por flexión.
8
* 2l W M = ,
S
M ƒb =
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Calculo del esfuerzo resistente por flexión.
Verificación si la sección propuesta satisface las normas de deflexión tanto como
para carga viva y para carga total.
Para carga viva:
Deflexión actuante: D = 5 * W V * L4 / (384* EI)
Deflexión permisible: L / 360
Para carga total:
Deflexión actuante: D = 5 * W * L4 / (384* EI)
Deflexión permisible: L / 240
3.2.1 Viga-Columna.
En este acápite se describirán los detalles del diseño de viga-columna de acero
estructural y el algoritmo para la comprobación de los esfuerzos usados en la revisión
manual, así como también por Sap2000 basándose en el código de diseño AISC-
ASD89. La notación usada en este inciso es descrita en la tabla IV-1.
El diseño esta basado en combinaciones de carga especificados en el RNC-83 para
diseño elástico. En la evaluación de la relación de capacidad en una estación a lo largo
del elemento, las componentes de fuerza axial y momento biaxial son calculadas para
cada combinación de carga, tomando la estación y la combinación de carga donde
estas componentes son mas criticas. La relación de capacidad del elemento es
evaluada usando las ecuaciones correspondientes que son definidas en este acápite.
Una relación de capacidad mayor que 1.0 indica un sobreesfuerzo en el elemento.
Cuando se esta diseñando con combinaciones que involucran cargas de sismo o
3.2 DISEÑO DE ELEMENTOS PRINCIPALES.
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viento, el esfuerzo permisible es incrementado en un 33% del valor permisible (ASD
A5.2)
A ÁREA DE SECCIÓN TRANSVERSAL, (IN2)
A f Área del patín, (in2)
A g Área bruta, (in2)
C b Coeficiente de flexión
C m Coeficiente de momento
E Modulo de elasticidad, (ksi)
Fa
Esfuerzo admisible por fuerza axial, (ksi)
Fbx , Fby Esfuerzo admisible por flexión, (ksi)
F’e Esfuerzo de Euler, (Ksi)
F’ex 2
23
12
x
x x r
l k
E
**
**π
F’ey 2
23
12
y
y y
r l k
E
**
**π
F y Punto de fluencia del acero A-36 (Ksi)
kx , ky Factor de longitud efectiva en la dirección mayor y menor respectivamente.
Mx , My Momento flexionante en los miembros en la dirección mayor y menor
respectivamente, (kip-in)
P Fuerza axial en los miembros, (kips)
Sx ,Sy Modulo de sección en la dirección mayor y menor respectivamente, (in3)
bf Ancho de patín. (in)
d Longitud total del miembro, (in)tf Espesor del patín, (in)
tw Espesor del alma, (in)
h Distancia libre entre ambos patines, definida: (h = d-2tf ) para secciones soldadas.
f a Esfuerzo actuante a compresión o tensión, (ksi)
f b Esfuerzo actuante por compresión, (ksi)
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lx ,ly Longitud de miembros no arriostrados en la dirección mayor y menor
respectivamente, (in)
lc Longitud critica, (in)
r x ,r y Radio de giro en la dirección mayor y menor respectivamente, (in)
r t Radio de giro de una sección comprendiendo la compresión del patín y 1/3 de la
compresión del alma tomada alrededor de un eje en el plano del alma.
Tabla IV-1 AISC-ASD
3.2.2 Clasificación de la sección.
Los esfuerzos permisibles para fuerza axial y flexión dependen de la clasificación de la
sección, ya sea compacta, no compacta o esbelta. Se clasificara a los miembros
individualmente de acuerdo con la tabla IV-2(ASD B5.1).
Si las dimensiones de la sección satisfacen los limites mostrados en la tabla, la sección
es clasificada como Compacta o No compacta. Si los límites de sección No compacta
son rebasados, la sección es clasificada como esbelta. A continuación se presenta la
tabla IV-2(ASD B5.1) para secciones W con uniones (entre secciones) soldadas.
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PARÁMETROS SECCIÓN COMPACTA SECCIÓN NO COMPACTA
bf /2tf
160
257
160
7431640
.
,
.
,*.*
⟩
≤
≤
−≤
y a
y
y
a
y
a
y
F f
Para
F
F f Para
F
f
F
-
d/twy F *65≤
c
y
k
F *95≤
h/tw -bF *760≤
b
wt
ft
h d
fb
3.2.3 Cálculo de los esfuerzos actuantes.
Los esfuerzos actuantes en los miembros son calculados para la combinación de carga
más crítica:
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y
y by
x
x bx
a
S M
f
S M f
AP f
=
=
=
3.2.4 Cálculos de los esfuerzos resistentes.
3.2.3.1 Esfuerzo resistente a la compresión (Fa).
El esfuerzo resistente a la compresión Fa, depende de la menor relación de esbeltez kl/r
y correspondiente al valor crítico, Cc.
Donde:
y
y y
x
x x
r
l k y
r
l k demayor el es
r
l k ***
( )y
c
F
E C ** 22 π =
Luego el esfuerzo resistente a la compresión Fa se evalúa como sigue:
( )
( ) ( )
( ))(
*
**
)(
**
*
**
2223
12
12
88
3
8
5
21
2
2
3
3
2
2
−=⇒⟩
−
−+
−
=⇒≤
E ASD
r kl
E F C
r
kl Si
E ASD
C r
kl
C r
kl
F C r
kl
F C r
kl Si
ac
c c
y
c
ac
π
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3.2.3.2 Esfuerzo resistente a la tensión (Fa).
Si el esfuerzo que gobierna en el diseño es de tensión, el valor de Fa se toma como:
)(*. 160 D ASDF F y a =
3.2.3.3 Esfuerzo resistente a flexión en el eje mayor (Fbx).
El Fb depende de los siguientes criterios: la forma geométrica de la sección, el eje de
flexión, lo compacto de la sección y los parámetros de esbeltez.
Para las secciones: I, C, T, angulares sencillos y dobles; los parámetros de esbeltez
son tomados como una longitud (l) lateralmente no arriostrada, comparada en medida a
una longitud critica (l c); la cual se define:
)(
*
*,
*min 21
2000076−
= F ASD
F d
A
F
bl
y
f
y
f c
Si lx < lc; el mayor esfuerzo permisible es tomado como:
)(sec*.
)(sec*.
5160
11660
−=
−=
F ASDcompactaNociónParaF F
F ASDCompactaciónParaF F
y bx
y bx
Si lx < lc; Para secciones Compactas y No compactas el esfuerzo permisible por flexión
depende de la relación lx/r t:
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1
81601012
716010170
10510
61601015303
2
1051010102
2
3
2
3
3
3
2
33
comotomaseC cálculosr simplificadeefectosPara
F ASDF
Ad l
C F
ecuaciónsig laquemenor será noF Pero
F ASDF
r l
C F
F
C
r
l Para
F ASDF F C
r l F
F
F
C
r
l
F
C Para
b
y
f x
bbx
bx
y
t
x
bbx
y
b
t
x
y y b
t
x y
bx
y
b
t
x
y
b
)(*.
*
**
:.
)(*.**
;**
)(*.***
*
;****
−≤
=
−≤
=
⟩
−≤
−=
≤≤
3.2.3.4 Esfuerzo resistente a flexión en el eje menor (Fby):
)(*.
)(*.
12750
2260
−=
−=
F ASDCompactaSecciónF F
F ASDcompactaNoSecciónF F
y by
y by
3.2.4 Cálculo de las relaciones de esfuerzo.
Con los valores de esfuerzos axial y de deflexión permisibles calculados y factorados
(factores de diseño elástico) los esfuerzos actuantes; una ecuación iterativa de relación
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de esfuerzos (radio de interacción) es calculada para la combinación de carga critica
tal y como sigue:
Si f a esta a compresión, se toman los siguientes parámetros:
)(*.
)(
*
*
*
*
:
,.
''
2160
11
11
150
−++
−
−
+
−
+
⟩
H ASDF
f
F
f
F
f
y
H ASD
F F f
f C
F F f
f C
F
f
demayor
la por dadaescombinadosesfuerzosderelaciónlaF f Si
by
by
bx
bx
y
a
by ey
a
by mx
bx ex
a
bx mx
a
a
a
a
)(
:
;.
31
150
−++
≤
H ASDF
f
F
f
F
f
combinadosesfuerzosderelacioneslas
parausadaesdasimplificanterelativameecuaciónunaF f Si
by
by
bx
bx
a
a
a
a
Si f a esta a tensión, la relación de esfuerzos combinados esta dada por:
)(*. 1260 −++ H ASDF
f
F
f
F
f
by
by
bx
bx
y
a
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3.3.1 Introducción.
La determinación de la interacción suelo-estructura durante un terremoto y las leyes
que gobiernan la propagación y modificación de las ondas sísmicas a medida que se
desplazan a través del suelo y de las capas del subsuelo hacia la superficie representa
un problema, debiéndose tener en cuenta que en la real interacción suelo-estructura el
movimiento del suelo y la respuesta estructural están fuertemente acoplados quedandoen claro que el movimiento de la estructura puede modificar de manera severa el
comportamiento del terreno o viceversa.
Lógicamente los elementos que permiten esta interacción son las fundaciones, a las
cuales les corresponde en las condiciones más sencillas transmitir las cargas que le
llegan de la estructura hasta el suelo.
Es por eso que el tipo de estructuración en cada caso debe determinarse a partir de las
condiciones del terreno en especial considerando los posibles asentamientos, teniendo
en cuenta además la magnitud de la carga y la economía de la obra. Todos estos
elementos dan el criterio para definir que tipo de cimentación será la adecuada en cada
caso, siendo así, que para el conjunto de condiciones que presenta la estructura
tratada y el medio donde se ha de localizar la fundación que tiende a satisfacer todos
los requerimientos, en nuestro caso usaremos fundaciones compuestas por zapatas
aisladas colocadas en la base de las columnas.
Las cimentaciones están conformadas por: Placa de base, Pernos de anclaje,
Pedestales y Zapatas, las cuales serán diseñadas a continuación.
3.3 DISEÑO DE FUNDACIONES.
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3.3.2 Placas de Base.
En el diseño de Placa de Base se consideran las reacciones calculadas por el
programa Sap2000 tales como carga axial y momento producto de combinaciones
elásticas que ejercen la acción más criticas sobre la placa, y en las dos direcciones.
Para el cálculo de la presión actuante en la placa generada por las reacciones se utiliza
la formula de esfuerzos combinados (axial y momento) mostrada a continuación de
este párrafo, la distribución de esta presión depende de la magnitud de la excentricidad
ocasionada por el momento. Según el valor de la excentricidad la distribución depresiones bajo la placa se comporta según los casos mostrados en la figura, las
condiciones en las cuales se generan estos casos serán explicados en este acápite.
Los pernos de anclaje son necesarios para recibir tensiones debido a la gran magnitud
del momento. Si el momento es pequeño, la presión de contacto puede asumirse que
esta distribuida como se muestra en la fig. (a). Si b es el ancho de la placa, la presión
f p en los bordes es:
2
6
d b
M
d b
P
I
M
A
P f c p *
*
*±=±=
De esta ecuación vemos que si M/P = d/6, las presiones son cero en el extremo y
2P/bd en el otro.
T
e>d/2
(d)
dP+T
PP
Pd
(c)
e=d/2
d(a)
e<d/6
P
e>d/6
(b)
d
P
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Para e>d/6 una línea de presión cero se forma del borde de la placa base hacia adentro
y la presión máxima excede 2P/bd (fig. b)
Finalmente, si la excentricidad es e =d/2 la presión de contacto se concentra en el
borde de la placa (fig. c). Por supuesto que esta condición nunca pede ser alcanzada
ya que la fuerza de respuesta debe estar distribuida en alguna área. Sin embargo, es
un límite superior de la excentricidad de la carga, la cual puede existir sin pernos de
anclaje. Así si e = M/P>d/2, es claro que la condición de equilibrio requiere el sistema
de fuerzas que se muestra en la (fig. d), donde T es el perno de anclaje en tensión yP+T es la presión de contacto resultante.
A continuación se presenta la nomenclatura de Placa de Base:
Nd
b
B
0.95d
m
n
0.8b nm f
El procedimiento de diseño será el siguiente:
Obtención de reacciones críticas en la base de las columnas calculadas
en el análisis realizado por Sap2000.
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Proporcionar los datos de las propiedades geométricas de la columna que será
cimentada y a la cual le corresponden las reacciones críticas.
Definir las propiedades mecánicas de los materiales a utilizar como la resistencia
del concreto del pedestal y fluencia del acero de placa Fy.
Proponer geometría de la placa B y N, con estos valores calcular m y n.
Calcular las presiones actuantes bajo la placa y compararlas con el límite
máximo: 0.35 * f’c.
Con las presiones calculadas se encontrara el momento actuando sobre la placa
en una distancia “m” o “n” medido del borde de la placa.
Cálculo del espesor de placa “t”.
Diseño de pernos de anclaje si son requeridos (sí hay esfuerzos de tensión)
Nota: Puesto que se diseñara la placa en las dos direcciones, se deberá de tomar el
valor del espesor que resultare más critico.
3.3.3 Diseño de pedestal.
El pedestal es el elemento encargado de trasmitir las reacciones actuantes en la base
de la columna a la zapata, generalmente es de concreto reforzado o concreto simple.
Por su relación ancho menor y altura, el pedestal es clasificado como una columna
corta pero siempre se deberá revisar los requerimientos para hacer esta afirmación. En
nuestro caso este elemento deberá resistir el total de la carga axial, el momento
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actuante y el momento inducido por el cortante, valores que serán los máximos
generados por la más critica combinación de carga de resistencia ultima.
El pedestal puede ser diseñado como un elemento resistente a flexión o flexo-
compresión, esto dependerá de que tan grande sea el aporte de la carga axial a
compresión.
El procedimiento de cálculo será el descrito a continuación:
Obtención de reacciones críticas en la base de las columnas calculadas en Sap.
Proporcionar los datos de los datos geométricos del pedestal, como valor inicial
se recomienda tomar las dimensiones de placa de base calculadas en previo diseño.
Definir las propiedades mecánicas de los materiales a utilizar como la resistencia
a compresión del concreto del pedestal y fluencia del acero de refuerzo Fy.
Obtención de reacciones críticas en la base de las columnas calculadas en elanálisis realizado por Sap2000.
Proporcionar los datos de las propiedades geométricas de la columna que será
cimentada y a la cual le corresponden las reacciones críticas.
Definir las propiedades mecánicas de los materiales a utilizar como la resistencia
del concreto del pedestal y fluencia del acero de placa Fy.
Revisar los criterios para escoger el análisis a realizarse (Flexión o Flexo-
Compresión).
Diseñar acero vertical requerido en el pedestal.
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Diseñar el acero de refuerzo horizontal del pedestal requerido por cortante.
3.3.4 Diseño de zapatas.
Como se citó anteriormente el tipo de zapata a ser analizada es zapata aislada, las
cuales trasmitirán las cargas estáticas y dinámicas producidas por combinación de
carga que actúan sobre la superestructura, a la superficie del suelo a ser desplantado
el edificio.
Debido a la falta de estudio de suelo se propusieron para el diseño los siguientes
parámetros:
Nivel de desplante.
Capacidad de carga admisible del suelo, “qadm”.
Coeficiente de fricción del suelo, “µ”.
Coeficiente de presión pasiva del suelo, “Kp”.
Se revisará la estabilidad de la zapata (presiones, volteo y deslizamiento) en las dos
direcciones principales de la zapata, tomando reacciones debido a combinaciones
elásticas.
Se diseñaran el acero de refuerzo requerido por momento y el espesor de la zapata
requerido por cortante, tomando reacciones de resistencia última, el diseño se hará en
las dos direcciones principales de la zapata.
El procedimiento del diseño será el siguiente:
Proporcionar propiedades mecánicas del suelo a desplantar zapata.
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Proporcionar propiedades mecánicas del concreto y del acero de refuerzo a
utilizar en el diseño de la zapata.
Proporcionar la geometría del pedestal: Dimensiones en planta y altura.
Pre dimensionar la zapata usando, considerando que estará sometida a
compresión axial únicamente. Esto garantiza que las dimensiones sean apropiadas
para cargas estáticas.
Proponer dimensiones iniciales de la zapata.
Obtención de reacciones críticas elásticas en la base de las columnas
calculadas en el análisis realizado por Sap2000.
Cálculo de todas las cargas actuantes sobre la zapata.
Revisión de la estabilidad de la zapata en las dos direcciones principales de
análisis:
-Volteo.
-Deslizamiento.
-Presión máxima en una esquina de la zapata, esta deberá ser menor que la
presión admisible. En el caso de que la combinación de carga incluya solicitaciones
sísmicas, la presión admisible se puede incrementar en un 33%.
Diseño estructural de la zapata en las dos direcciones principales de análisis.
En el diseño estructural de la zapata se calculará el refuerzo por flexión, el espesor de
la zapata a resistir esfuerzos de cortante, longitudes de desarrollo del refuerzo y el
contacto entre el pedestal y la zapata, este diseño tendrá la siguiente secuencia:
Obtención de reacciones críticas de resistencia última en la base de las
columnas calculadas en el análisis realizado por Sap2000.
Cálculo de presiones actuantes últimas en el suelo.
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Comportamiento de las presiones según cargas aplicadas:
La distribución de la presión de apoyo del suelo en la zapatas, depende de la forma en
que las cargas de las columnas se transmiten a la losa de la zapata y del grado de
rigidez de la misma se supone que el suelo bajo la zapata es un material elástico yhomogéneo y la zapata se supone rígida, como es el caso más común el las
cimentaciones. En consecuencia se puede considerar que la presión de apoyo del
suelo es uniformemente distribuida si la reacción actúa en el eje centroidal del área de
la losa de la zapata. Si la carga no es axial o no está aplicada simétricamente, la
distribución de la presión del suelo adopta una forma trapezoidal o triangular debido a
los efectos combinados de la carga axial y la flexión.
Chequeo del espesor de la zapata (chequeo por cortante).
Acción de viga:
Se supone que la sección critica de cortante en losas y zapatas se extiende en un
plano a través de todo el ancho y que se localiza a una distancia "d" a partir de la cara
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de la carga concentrada o área de reacción. En este caso, si solamente actúan el
cortante y la flexión, la resistencia nominal de cortante en la sección es:
d Bc f Vc **'*.530
donde:
d: peralte efectivo de la zapata.
B: es el ancho de la zapata.
Vc: debe ser mayor que la fuerza nominal de cortante φ /VuVn = y
AqVu adm *
donde:
A : L / 2 - E
d
d
A
E
L
B
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Acción en dos direcciones:
Se supone que el plano de la sección critica perpendicular al plano de la losa,
está localizado de modo tal que perímetro mínimo b0. Esta sección critica se localiza a
una distancia d/2 del perímetro de la carga concentrada.
En este caso la resistencia al cortante de la sección es la menor de:
d bc f c
Vc o'4226.0
+=
β
d bc f b
d Vc o
o
s '226.0
+=
α
d bc f Vc o'1.1=
Donde:
bo: es el perímetro critico
d: peralte de la zapata
c β : lado largo de la columna
lado corto de la columna
sα =factor = 40 para columnas interiores, 30 para columnas en los bordes, y 20 para
columnas de esquina.
Vc: debe ser mayor que la fuerza nominal de cortante φ /VuVn = y
1 AqadmVu *. ,
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donde:
C DBxL A *1
Diseño por flexión.
El momento máximo externo en cualquier sección de la zapata se determina con base
a los momentos factorizados de las fuerzas que actúan en toda el área de la zapata, a
un lado del plano vertical que pasa a través de la zapata. Este plano se toma en los
siguientes lugares:
d/2.
d d
d/2
B
L
D
C
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1. En la cara de la columna, pedestal o el muro, en las zapatas aisladas como el
de la figura 15 a).
2. A la mitad de la distancia entre el centro y el borde del muro para zapatas que
soportan muros de mampostería como en la figura15 b).
3. A la mitad de la distancia entre la cara de una columna y el borde de la base de
acero para zapatas que soportan una columna con placas de base de acero.
Distribución del refuerzo.
En zapatas en una dirección y en zapatas cuadradas en dos direcciones, el
refuerzo de flexión se debe distribuir de manera uniforme en todo el ancho de la
zapata. Esta recomendación es aconsejable si la presión de apoyo del suelo no es
uniforme. Se presentan las siguientes recomendaciones para distribuir el refuerzo.
El refuerzo en la dirección larga se distribuye uniformemente en todo el ancho de
la zapata.
Para el refuerzo en la dirección corta, una franja central con ancho igual al ancho
de la zapata en la dirección corta contendrá la mayor porción del área total del
refuerzo, distribuido uniformemente en todo el ancho de la franja:
refuerzo en el ancho de la franja = 2
refuerzo total en la dirección corta, AS β+1
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El momento máximo que se produce en el plano de flexión para zapatas aisladas es:
2
2F BqMu
adm *=
Donde:
F = L/2 - bp/2
Debemos tener en consideración que Mu Mn >φ
−=2
ad Asfy Mn
Consideramos que: d a
d 9.02
≅
−
quSección crítica por flexión
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Despejandod fy
Mn As
9.0= ⇒ Acero para refuerzo longitudinal.
Para hacer una mejor aproximación del área de acero se itera
cb f
Asfya
'85.0=
El valor resultante se sustituye en la ecuación de momento nominal (Mn).
Acero mínimo requerido por contracción y temperatura.
Para acero grado 40 ⇒ bd As 0020.0min =
Para acero grado 60 ⇒ bd As 0018.0min =
Separación de máxima entre varillas:
3d
12 pulg.
La estructura sismoresistente del edificio esta compuesta por marcos resistentes amomentos en sus dos direcciones principales. Por tanto es necesario proporcionar una
unión entre los elementos que componen los marcos. Esta unión deberá ser lo
suficientemente rígida para poder resistir el momento que actúa en la conexión entre
vigas y columnas.
3.4 DISEÑO DE UNIONES.
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Las conexiones rígidas o conexiones tipo 1 AISC para unir vigas con columnas pueden
ser fácilmente hechas usando soldadura.
En la mayoría de las conexiones rígidas es muy común en la practica el uso de placas
soldadas en la parte superior e inferior de la viga por medio de soldadura de filete,
unidas al patín de la columna con el fin de resistir el momento, en combinación con una
placa o angular soldada al alma de la viga y al patín de la columna para resistir el
cortante. Con el alma de la viga soportando el cortante principal y el patina soportando
el momento, esta suposición es razonable y funciona muy bien en la practica.
En la siguiente figura se detalla una conexión típica soldada. Note que el uso de las
placas superior e inferior para desarrollar el momento en el extremo de la viga permite
que el montaje de estas sea menos complicado, debido al espacio existente entre viga
y columna; dicho espacio se utiliza comúnmente de ½”.
Placa de Momento
Angular de Cortante
Placa de Momento
VIGA
C O
L U M N A
1.2 Wp
12"
1.2 Wp
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Las placas superior e inferior no deberá ser soldadas en una zona alrededor de 1.2
veces el ancho de la placa (Wp), esto con el objetivo de evitar la falla de la placa o de la
soldadura y grandes esfuerzos locales.
En nuestro diseño se usara un angular para resistir el cortante actuando en el extremo
de la viga. Este angular será diseñado como una conexión soldada cargada
excéntricamente.
Como en los dos tipos de elementos (placa para momento y angular para cortante) seusara la soldadura de filete, se hace necesario conocer algunos conceptos básicos
sobre esta y que a continuación se expone:
Concepto de Soldadura:
La soldadura es un proceso en el que se unen partes metálicas mediante el
calentamiento de sus superficies a un estado plástico, permitiendo que las partes fluyan
y se unan con o sin la adición de otro metal fundido, haciendo continuo el elemento y a
las juntas soldadas tan fuertes o más que el metal base.
Tipos de electrodos Resistencia (Fu)
E60 60 Ksi
E70 70 KsiE80 80 KsiE90 90 KsiE100 100 KsiE110 110 Ksi
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Soldadura de filete:
La soldadura de filete mostrada en la figura es aproximadamente triangular en su
sección transversal. El área de la sección transversal de la soldadura de filete será
tomada como la dimensión “ T “ (ancho de la garganta) la que es igual al tamaño de
soldadura “ D “ por el coseno de 45º .
T = D * cos 45º = 0.70711 * D
Esfuerzo permisible de la soldadura de filete Fw: 0.30 * Fu.
Capacidad de soldadura = T * Fw
Longitud requerida: soldaduradeCapacidad
P L=
Tamaño máximo de la soldadura: t – (1/16)
Tamaño mínimo de la soldadura: t = Recomendación de la tabla AISC
TAMAÑOS MINIMOS DE SOLDADURAS DE FILETE
Espesor del material de la parte
unida con mayor espesor (pulg.)
Tamaño mínimo de la soldadura de
filete (pulg.)
Hasta 1/4 inclusive 1/8
Mayor de 1/4, hasta 1/2 inclusive 3/16
Mayor de 1/2, hasta 3/4 inclusive 1/4
Mayor de 3/4 5/16
Tabla AISC.
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El procedimiento de diseño será el siguiente:
Proporcionar los datos de las propiedades geométricas de la columna y la viga.
Proporcionar los datos de la placa y de la soldadura de unión por momento.
Obtención del momento máximo en extremo de viga.
Cálculo de fuerza a tensión actuante debido al momento.
Cálculo de espesor requerido de la placa de momento.
Revisión de soldadura a tensión.
Calculo de longitud requerida de soldadura.
Calculo de longitud disponible de soldadura.
Proporcionar datos de angular y la soldadura de unión por cortante.
Verificar longitud disponible de soldadura entre angular y alma de viga.
Obtención cortante actuante en extremo de Viga.
Cálculo tamaño de soldadura de filete D.
Chequeo de la capacidad a cortante del alma.Chequeo de soldadura del patín de la columna.
Cálculo tamaño de soldadura de filete D del patín con la columna.
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4.1.1 Introducción.
El estado satisfactorio de un edificio depende en mucho de su planeamiento interior,
ventilación, iluminación, sistema de abastecimiento de agua, red de drenaje, defensa
contra incendios, etc.
Lo anterior constituye un problema complejo y múltiple que hace necesario recurrir a
especialistas diversos que contribuyan al éxito de la obra.
En las ciudades más importantes es cada vez más acelerado el crecimiento vertical, debido a
la concentración comercial en las zonas urbanas.
De los factores referidos tienen primordial importancia para eí proyectista el abastecimiento
de agua y la red de drenajes, y le corresponde al Ingeniero Sanitario de común acuerdo
con el proyectista elegir la solución mas adecuada, así como las. posibles formas de alojar
los sistemas en el cuerpo del edificio bajo la observación de normas específicas de todo
orden.
El agua es vital en los edificios, en su entrada tiene condiciones de potabilidad y al sufrir
transformación al ser usada en los artefactos, pasa en su mayor parte al sistema de
desagüe.
Debemos de estar conscientes que cada proyecto debe ser resuelto en forma
individual, estudiando detenidamente sus características particulares.
Ahora bien, algunos de los detalles constructivos de ios sistemas pueden variar, pero los
principios básicos de saneamiento y seguridad necesarios para proteger la salud de las
4.1 ASPECTOS GENERALES
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personas, son iguales en todos lados.
4.1.2 Descripción.
El sistema de abastecimiento de agua de un edificio es aquel que logra el transporte del
líquido desde la fuente de abastecimiento hasta los artefactos sanitarios del edificio con
la adecuada presión y caudal suficiente para que estos trabajen normalmente:
Partes de que Consta:
Algunas de las partes de los sistemas de agua para edificios son variables, toda ve/
que dependen de varios factores tales como presión disponible en la fuente, volumen de
agua requerido, tipos de artefacto a ser conectados, forma y altura del edificio, etc.
En términos generales podemos mencionar como partes del sistema las siguientes:
a) Fuente, de agua
Normalmente, por encontrarse los edificios en zonas pobladas, la fuente de agua es el
sistema que da servicio al área donde estará localizado. Sin embargo, en ciertos casos
particulares, la fuente puede ser un lago vecino, un po/o perforado para el efecto o una
vertiente cercana, a veces una combinación.
Es de suponer que, para el aprovechamiento de cualquier clase de fuente, se llevan a
cabo previamente los estudios recomendados por los códigos sanitarios para determinar
la potabilidad del agua,
b) Conexión Domiciliaría
Se le llama conexión o toma domiciliaria al conjunto de tubería y accesorios colocados entre
la acometida a la Red de Distribución y el límite exterior del edificio, donde
normalmente es instalado un medidor de agua. Este término se usa casi con exclusividad
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para aquellos casos en que la fuente de abastecimiento es una red de distribución que da
servicio a un conjunto de inmuebles.
Dependiendo de la clase y diámetro de la tubería de la red que pasa frente al edificio, la
acometida puede variar desde una perforación roscada, una te reductora, una
abrazadera de servicio, hasta un aditamento de hule comprimido o neopreno como el
usado en la tubería de P.V.C. de diámetros mayores.
c) Sistemas de Abastecimiento
Dependiendo de las condiciones particulares de la fuente de abastecimiento, en lo quese refiere sobre todo a presiones disponible se puede entonces decidir el tipo de
sistema de abastecimiento que será usado en el proyectos pudiendo ser
fundamentalmente cualquier de los siguientes.
4.1.3 Consumo y Demanda.
4.1.3.1 Consumo.
Como en el caso de cualquier sistema de abastecimiento de agua, el consumo es
sumamente variable en los edificios y depende del uso al que será destinado, de las
costumbres y hábitos de los ocupantes, así como del sistema de distribución que sea
adoptado y el uso de medidores.
Los códigos y textos Europeos señalan normalmente consumo medios de aguamenores que los Norteamericanos.
Para edificios destinados a viviendas, la unidad de consumo diario usada comúnmente
es la de litros o galones por persona. Para oficinas y similares, donde el numero de
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personal que las usen es muy variable, la unidad usada con más frecuencia es la de
litros o galones por metro cuadrado ó por cada 1000 pies cuadrados de superficie.
En algunos edificios de uso muy particular se usan unidades diferentes, como en el
caso de Hospitales donde algunos códigos señalan en consumo en litros o galones por
cama.
En las industrias es frecuente señalar el consumo de agua determinadas unidades de
producción, (Tantos litros o galones cada tantos kilogramos o libras de producto).
En todo caso es conveniente aclarar que, el consumo expresado en las unidades
anteriores es el consumo medio y nos servirá únicamente para determinar si la fuente
disponible tiene capacidad suficiente, y los volúmenes de los tanques de
almacenamiento según el sistema de distribución que sea adoptado.
4.1.3.2 Demanda de Agua.
Tal como queda indicado anterior mente, el consumo medio nos servirá para
determinar si la fuente tiene suficiente capacidad, así como el volumen mínimo de
almacenamiento con el que debemos contar.
Para el diseño del sistema de agua de un edificio es de interés para el Ingeniero la
determinación de la Demanda de Agua.
Este valor es determinado con base en el número de artefactos sanitarios y el gasto
asignado a cada uno de ellos.
Es lógico suponer que no todos los artefactos de una red trabajan en forma simultánea,
y por lo tanto, los valores obtenidos deben ser afectados por el llamado “Factor de Uso”
o “ Coeficiente de Simultaneidad”. Ambos están expresados como un tanto por ciento a
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tomar del gasto, en los diferentes tramos de la red de distribución. A medida que
aumenta, el numero de artefacto sanitario, disminuye la posibilidad de que funcionen
todos simultáneamente.
En la practica Europea, normalmente el gasto está expresado en litros por minuto o por
segundo. Los códigos Norteamericanos lo expresan en galones por minuto, o bien, en
“unidades de gastos” (Fixture-units). Una unidad de gasto es equivalente a un caudal
de un pie cúbico por minuto.
Gastos de los diferentes aparatos:Para practica europea y practica americana respectivamente.
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4.1.4 Demanda y valores para Diseño.
Como se indicó anteriormente, para fines, de diseño de las redes de distribución, el
valor que nos interesa es aquel en el que han sido tomados en cuenta el número de
artefactos, el gasto del mismo y el factor de Uso o Coeficiente de Simultaneidad.
Tendremos entonces Gasto teórico y Gasto de Diseño.
Gasto Teórico: Es la suma de los gastos de los artefactos sanitarios
alimentados por el sector de la red que está siendo considerada.
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Gasto de Diseño: este gasto, es el usado para la determinación de los
diámetros de la red, es el equivalente al producto del gasto teórico por el factor
de Uso o Coeficiente de Simultaneidad. Su valor es, por lo tanto, menor que el
anterior.
4.1.5 Factor de Uso o Coeficiente de Simultaneidad.
Tanto en la práctica Americana, como en la Europea, está expresado como un
porcentaje del gasto teórico que representa el caudal que posiblemente pasará por el
sector de la red considerado. Su valor depende exclusivamente del número de
artefactos y del tipo de ellos, es decir, si los artefactos son del tipo corriente o de
fluxómetros.
La determinación de este factor en la práctica Europea es un poco tediosa, ya las
tablas usadas contemplan varias alternativas. Existe una tabla para el calculo de
derivaciones para el cuartos de baño y cocina, otra para derivaciones para artefactos
de uso público, otra para columnas y distribuidores.
En la práctica se ha encontrado difícil que las alternativas reales del proyecto
coincidan con las indicadas en las tablas, y varias de ellas no contemplan el uso de
duchas en los cuartos de baños. En Francia se usa la formula siguiente para
determinar el Factor de Uso:
1
1
−=
n Factor uso
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Donde n es el número total de grifo en la instalación. El mínimo Factor recomendado es
de 0.20.
Los métodos más conocidos en los Estados Unidos de América, son el que algunos lo
determinan como Hunter y el Método de US. Department of Comerce, Building Code.
Método de Hunter: Consiste básicamente en determinar el gasto teórico de un
ramal o sector de Unidades de Gastos, y por medio de la curva específica para el
tipo de artefactos sanitarios, encontrar el gasto de diseño en Galones por minuto.
Método de US. Department of Comerce, Buiding Code: En este método se
encuentra el gasto teórico de cada grupo de artefactos y se determina el número de
ellos. Con este segundo valor y por medio de la tabla respectiva se encuentra el
Factor de Uso que, multiplicando por el gasto teórico nos va a dar el gasto de
diseño.
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4.2.1 Presiones.
Las presiones mínimas en el sistema, son las que ocurren en el punto menos
favorecido, deben ser fijadas de antemano y dependen del tipo de artefactos usados enel edificio.
Los códigos Norteamericanos señalan para los artefactos corrientes una presión
mínima de 8 libras por pulgadas cuadradas, equivalente a 5.6 metros de columna de
4.2 DETEMINACIÓN DE PRESIONES, GASTOS Y
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agua. Para los artefactos con fluxometro, la presión mínima señalada por los mismos
códigos es de 15 libras por pulgadas cuadradas (10.5 metros).
La presión máxima dinámica o estática no debe ser mayor de 100 libras por pulgadas
cuadradas (70 metros). Sin embargo la presión máxima ideal es de 60 libras por
pulgadas cuadradas (42 metros), para evitar que los empaques de los artefactos
sanitarios se estropeen. La práctica Europea señala el máximo de 40 metros de
columnas de agua (cuatro atmósfera).
En cuanto a presiones mínimas es conveniente tomar en cuenta que los artefactossanitarios corriente pueden operar en forma poco eficiente por supuesto, con cargas de
1.00 a 1.50 metros de columnas de agua. Lógicamente con estas presiones un tanque
de inodoro tarda varios minutos en llenarse, condición que pueden resultar crítica en
los servicios sanitarios de un edificio público.
En resumen, podemos considerar que las presiones ideales mínimas y máximas son
respectivamente de 8 y 60 libras por pulgada cuadrada (5.6 y 42 metros de columna de
agua).
El agua en temperatura ambiente pesa 62.41 libras por pies cúbico o sea 2203.91
libras por metros cúbicos. A la vez 1 metro de altura tiene 39.370 pulgadas, de tal
manera que un metro de agua, que pesa 2203.91 libras por metros cúbicos, ejerce una
presión en el fondo de 2203.91 libras por metros cuadrados, equivalente a
220.91/39.370² = 1.422 libras por pulgadas cuadradas. De tal manera que la presión en
metros de agua es una manera cómoda de expresarse y de compararse con la presión
en libras por pulgadas cuadradas.
4.2.2 Velocidades.
Las velocidades del agua en la red de distribución de los edificios son causa frecuente
de ruidos, que resultan molestos para los habitantes del inmueble.
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Los códigos Norteamericanos señalan como velocidad máxima 10 pies por segundo,
alrededor 3.05 metros por segundo. Los Europeos, señalan el límite máximo de 2.00metros por segundo.
La velocidad es un aspecto muy importante que debe ser tomado en cuenta en los
sistemas que trabajan con presiones altas, las que dan lugar a velocidades grandes
que trabajan por bombeo.
El límite mínimo de velocidad, para asegurar el arrastre de partículas es de 0.60 metros
por segundo equivalentes aproximadamente a 2 pies por segundo.
4.2.3 Diámetros Mínimos.
El diámetro mínimo del ramal que da servicio a un artefacto sanitario debe ser como se
indica en la tabla a continuación:
ARTEFACTOS DIÁMETRO MÍNIMO
Artesa ½”
Fuente para beber ½”
Lavaplatos domésticos ½”
Fregadero de cocina ½”
Fregadero de cocina (comercial) ¾”Lavamanos ½”
Lava trapeadores ½”
Urinario (tanque) ½”
Urinario (Fluxometro) ¾”
Inodoro (Tanque) ½”
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Inodoro (Fluxometro) 1”
Toma para manguera ¾”
Lavadora de ropa (doméstica) ½”
Ducha (Cada cabeza) ½”
Ningún ramal que quede oculto o enterrado debe ser menor de ½” de diámetro. En
resistencias, el número máximo de artefactos localizados en un mismo cuarto de baño
que pueden ser alimentados por un tubo de ½”, es de tres.
4.2.4 Pérdida de Carga Disponible.
Conociendo el valor de la presión media disponible en el inicio del la red de distribución
de agua, así como la distancia al punto más lejano donde estará instalado un artefacto
sanitarios y la presión mínima de trabajo de este, podemos determinar fácilmente la
pérdida de carga disponible.
4.2.5 Selección de Diámetros.
El éxito del correcto funcionamiento de un sistema de agua y el costo del mismo
depende en gran parte de la correcta selección del diámetro de la tubería. Hay dos
formas básicas para la selección de diámetro siendo ellas las siguientes:
En función del Caudal y Perdidas de carga disponible:
Este sistema es el usado normalmente cuando la presión al inicio de los
distribuidores ya está previamente establecida, como es el caso de un sistema
directo donde conocemos la presión disponible en la red pública. También es usado
cuando alimentamos al sistema por medio de un tanque elevado.
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Es decir, los diámetros de la tubería de la red de Distribución son seleccionados en
función del Caudal y Pérdidas de carga disponible, en aquellos casos en que
conocemos la cota piezométrica del punto inicial y la del punto más lejano y menos
favorecido del sistema.
Al diseñar sistemas de abastecimientos en esta forma siempre es conveniente
revisar las velocidades obtenidas para los gastos y diámetros de diseño, evitando
que aquellas que excedan los límites.
En Función de la Velocidad:
Cuando la presión al inicio de la red no está definida o puede dársela valores
diferentes, como sería en el caso de un sistema por bombeo, la selección de diámetros
puede ser llevada a cabo en función de los gastos de diseño y de la velocidad.
Para los diámetros seleccionados en esta forma se encuentra las pérdidas de cargas
correspondientes, y las sumas de ellas hasta el punto crítico, más la columna de agua
mínima aceptable en este punto, nos dará la carga dinámica total del equipo de
bombeo a ser especificado.
Normalmente, es necesario u nuevo cálculo para lograr que el equipo de bombeo se
ajuste lo más posible a las condiciones del sistema.
Lógicamente cuando conocemos la presión disponible al inicio de la red también es
posible determinar los diámetros en función de la velocidad, para lo cual puede
seguirse la recomendación de determinar previamente la pérdida de carga disponible,
en función de ésta seleccionar los diámetros dentro de los siguientes límites de
velocidad:
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Perdidas de Carga Disponible Velocidades
De 1 a 4 metros 0.50 a 0.60 m-seg.
De 4 a 10 metros 0.60 a 1.00 m-seg.
De 10 a 20 metros 1.00 a 1.50 m-seg.
De 20 ó más 1.50 a 2.00 m-seg.
Ecuaciones de Hazen – Williams:
• Para el cálculo de la velocidad
54.063.0355.0 f S CDV =
• Para el Cálculo del Gradiente
85.187.485.1643.10 Q DC S f −−=
Donde:
=V Velocidad promedio en m/s.
= D Diámetro en metros.
= f S Pérdida de carga en m/m.
=C Coeficiente que depende del material.
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4.3.1 Alcantarillado Sanitario.
Tiene por objeto la conducción de aguas servidas que arrastran desechos sólidos y
otros residuos, en la forma más rápida posible y a medida que se van produciendo,hasta la red publica de alcantarillado.
Al mismo tiempo este conjunto de instalaciones debe facilitar la eliminación al exterior
de los gases formados por la descomposición de la materia orgánica que se lleva a
cabo, tanto en la red publica como en la del edificio.
Para cumplir con su cometido este alcantarillado debe conducir las descargas de los
artefactos sanitarios horizontalmente hasta un punto de determinado, de donde inicia
su recorrido vertical hasta en nivel que convenga de donde por medio de otro tramo
horizontal son conducidas fuera de limites del edificio a la red pública o al sistema de
tratamiento individual, según sea el caso.
Por su parte los gases deben ser eliminados hacia el exterior, evitándose su paso por
los artefactos por medio de sifones.
El análisis anterior prácticamente nos indica cuales son los elementos que deben
formar el sistema de alcantarillado sanitario de un edificio; donde los cuales son,
tuberías de evacuación u tuberías de ventilación.
4.3 SISTEMAS DE EVACUACIÓN DE AGUAS
SERVIDAS.
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4.3.2 Tuberías de Evacuación.
Este conjunto tiene mucha similitud con las con las consideradas para el sistema de
agua potable de un edificio y consta de las tres siguientes partes:
1. Ramales horizontales (derivaciones) que enlazan los artefactos
sanitarios con los ramales verticales.
2. Bajantes (columnas) son tuberías de evacuación vertical.
3. Colectores (cloacas) reciben las aguas al pie de los bajantes y las
conducen al alcantarillado de la red publica.
4.3.3 Tuberías de Ventilación.
Tiene por objeto la eliminación al exterior de los gases originados por la materia
orgánica en descomposición y evitar la perdida del sello hidráulico de los sifones por
cualquier de los fenómenos de sifonamiento que puede ser por compresión, aspiración
o autosifonamiento.
El primer caso se presenta en los puntos inferiores de un bajante, cuando hay una
descarga violenta en los niveles superiores la que en su recorrido comprime aire debajo
de ella y forza el agua del sifón de regreso al artefacto, se observa el caso en la tres de
la figura No 39 (anexos).
El sifonamiento por aspiración se presenta en el tramo de columna de arriba de la
descarga, o en los ramales cuando ésta va pasando y aspira el aire contenido en el
ramal y simultáneamente el agua del sifón, es el caso 1 de la Figura No 39 ( ver
anexos).
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El autosifonamiento es un fenómeno que se presenta por la misma descarga del
aparato al que sirve el sifón y puede ocurrir cuando el ramal horizontal o derivación es
muy largo y de poca sección, lo que da lugar a que esta se llene de agua la que
arrastran con ella la últimas parte de la descarga que debía quedar en el sifón para
formar el sello hidráulico.
El sistema de ventilación consta de derivaciones y columnas, siendo las primeras las
que salen de los artefactos sanitarios y conectan con las columnas de ventilación, las
que deben tener el mismo diámetro en toda su altura.
En la figura No 40 ( ver anexos), se puede ver las tuberías de ventilación, que tienen
por objeto también mantener la presión atmosférica constante en la instalación en todo
momento, logrando de esta manera equilibrar las presiones.
Al ingresar aire por la tubería de ventilación evita la depresión en el inodoro B ( ver
figura No 39 en anexos), así mismo el aire comprimido de la parte de abajo por la
tubería de ventilación.
4.3.4 Selección de Diámetros.
Los diámetros de la red de evacuación deben ser determinados para lograr velocidades
de flujo que no permitan las sedimentación. Los sistemas de ventilación son función de
su longitud y del caudal del bajante al que sirven.
En general, todos estos diámetros son fijados por especificaciones contenidas en los
diferentes códigos por lo que el proyectista debe atenerse a las misma usando su
criterio y experiencia para lograr desarrollos cortos en los ramales horizontales que
permitan una evaluación rápida.
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4.3.5 Sifones.
Son dispositivos que, por medio de un sello hidráulico, (ver figura No 41 en anexos),
evitan el paso de gases de la red de evacuación al interior del edificio. El sifón debe
permitir el paso fácil de los sólidos que arrastren el agua y no favorecer la
sedimentación de los mismos. El sello hidráulico ideal no debe ser menor de 5 cm, ni
mayor de 7 cm.
En un sistema de drenaje sanitario de un edificio todos los artefactos deben contar con
su correspondiente sifón, y aquellos que no traen como parte integral del artefacto,debe ser dotados del mismo en la propia red de evacuación en el punto más
conveniente.
4.3.6 Trampas de Grasas.
Las descargas de determinados artefactos de un edificio (fregadero de cocina)
arrastran grasas que pueden causar taponamientos en la red de evacuación, por lo que
estas deben ser interceptadas en pequeñas cámaras localizadas lo más cerca posible
de la descarga del artefacto. La trampa por sus dimensiones, retienen el agua corto
durante el cual las grasas flotan y pueden ser retiradas mecánicamente (ver figura No
41 en anexos). Algunas trampas de grasa tienen enfriamiento para acelerar el proceso.
4.3.7 Trampas de Yeso.
Este aditamento tiene uso frecuente en Clínicas y Hospitales de Traumatología y su
objeto como su nombre lo indica es retirar el sobrante de yeso usando para el
tratamiento de fracturas óseas, ver figura No 41 en anexos). La trampa de yesos debe ir
debajo del lavandero al que sirve y debe ser desmontable para fines de limpieza.
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Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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4.3.8 Criterios Para el Diseño de Red de Aguas Servidas.
Para el calculo de Gastos de Aguas Negras se utilizaron las tablas proporcionadas ennotas de clase, asignándole unidades de gasto (U.G) o unidades de descarga (U.D) a
cada artefacto, tomando en cuenta que 1 U.G = 0.46 l/s.
ARTEFACTOS
DIÁMETROMIN DELSIFON U.D
Inodoro c/tanque 4” 4Lavamanos 2” 2Urinarios 2 4
Duchas 2” 2fregadero 2” 2
El número máximo de U.D que puede ser conectados a los conductoshorizontales para bajantes de 3 pisos de altura son los siguientes:
Diámetros Ramalhorizontal
Bajante de 3pisos
2” 6 103” 20 30
4” 160 240
El número máximo de U.D que puede ser conectados a las alcantarillas de unedificio son los siguientes:
Diámetros 1% 2%2” 213” 20 274” 180 216
Diámetros: Los diámetros fueron calculados considerando las unidades de gasto delos artefactos, las pendientes del tubo y la velocidad mínima.
Material de tuberías y accesorios: Todas las tuberías y accesorios de la red interna yexterna se asumieron de PVC SDR-41.
Pendientes: La pendiente mínima utilizada en la red se consideró de 1% para latubería de 4” y para la tubería de 2” la pendiente mínima fue de 2% .
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El cálculo del drenaje sanitario seria sumamente complicado aplicar las formulas
normales de hidráulica ya que las condiciones de flujo son variable continuamente y
hay factores difíciles de valorar.
Así por ejemplo, el flujo horizontal de un ramal cambia bruscamente a vertical en la
columna y posteriormente a horizontal en el colector. Este último a su vez recibe
descarga oblicuas procedentes de otras columnas, produciéndose un choque de
corrientes que tiene cierta influencia en el tubo del colector, cuyo valor seria muy difícil
de valorar.
Las circunstancias anteriores han motivado una serie de experiencias, que dieron como
resultado una serie de especificaciones cuya aceptación es general, y que señalan los
diámetros y pendientes mínimos para los diferentes que forman el alcantarillado
sanitario y la red de ventilación.
4.4.1 Unidad de Descarga.
Es la medida del flujo o gasto que sale de los diferentes artefactos sanitarios, y consiste
en aceptar la descarga de un lavamanos corriente, con sifón de 1 ¼” como unidad. Su
valor numérico es de 28 litros por minuto o su equivalente de 1 pies cúbico por minuto.
Las descargas de los demás artefactos sanitarios son expresados en términos de esa
unidad.
4.4 CÁLCULO DE TUBERÍAS PARA AGUAS
NEGRAS.
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En la tabla No 38 (ver anexo), nos indica las unidades de descarga para diferentes
artefactos sanitarios, y la tabla No 39 (ver anexo), para artefactos no especificados de
los cuales conocemos el diámetro de tubería de descarga.
4.4.2 Uso de Tablas.
Por medio de la Tabla No 38 (ver anexo), y el recuento de artefactos del tramo de que
se trate obtenemos el total de unidades de descarga en el mismo.
La Tabla No 40 (ver anexo), nos indica el numero máximo de unidades de descarga quepuede ser conectado a un ramal horizontal o a un bajante, para diferentes condiciones.
Para el uso de esta tabla es necesario tomar en cuenta las siguientes pendientes
mínimas:
Para Tubería de: Pendiente Mínima
1 ¼” a 3” 2 %
4” a 8” 1 %
10” a 12” ½ %
la Tabla No 41 (ver anexo), nos indica el numero máximo de unidades de descarga que
puede ser conectado a una cloaca o colector, para diferentes pendientes.
Notas:
a) El diámetro de ramal horizontal no debe ser menor que el diámetro del sifón
integral del artefacto al que sirve.
b) Los valores de unidades de descarga, ya van involucrados el factor de máximo
uso.
c) Para artefactos de carga continua, como bombas, debe asumirse una unidad de
descarga por cada galón por minuto.
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4.5.1 Objetivo.
Es para la eliminación al exterior de los gases originados por la descomposición de lamateria orgánica y evitar la perdida del sello hidráulico de los sifones.
4.5.2 Sistemas de Ventilación.
Los sistemas de ventilación para un grupo de artefactos, pueden ser individuales o
colectivos. El primer caso, como su nombre lo indica consiste en proveer cada sifón de
su correspondiente ventilación. Este es muy eficiente pero lógicamente eleva el costo
de la instalación. El sistema, colectivo, normalmente utilizados en edificios grande
donde los artefactos son agrupados en batería, consisten en ventilar el ramal horizontal
que da servicio al grupo de artefactos.
Para cumplir con su cometido el sistema de cumplir con las siguientes
recomendaciones:
El bajante del alcantarillado sanitario debe prolongarse como columna de
ventilación hasta un mínimo de 6” arriba del punto de rebalse del artefacto sanitario
más alto, y de este punto al aire libre; o bien conectarse por un solo ramal con la
columna de ventilación, siempre respetando las 6” arriba del punto de rebalses.
4.5 VENTILACIÓN DE LA RED DE AGUAS
NEGRAS.
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Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado
Cuando por los menos 2 de los niveles de un edificio requieren ventilación es
obligatoria la colocación de una columna, la que puede terminar en el techo en
forma independiente, o bien, conectarse con el bajante del alcantarillado. La
columna debe ser iniciada desde el ramal horizontal más bajo, o desde el colector
del edificio.
En terrazas sin acceso, la columna de ventilación debe terminar 12” arriba del
nivel. Cuando la terraza pueda tener otro uso, que no sea exclusivamente techo, las
columnas deben llegar hasta 7 pies sobre el nivel de la terraza.
La distancia máxima entre el sello de agua del sifón del artefacto y el tubo de
ventilación, debe ser la indicada en la Tabla No 42 (ver anexo).
Los ramales horizontales de ventilación deben tener pendiente hacia el artefacto
para permitir que cualquier condensación regrese al alcantarillado y no llegue
columna de ventilación.
Cuando el ramal de ventilación sale de un ramal horizontal o colector debe subir
perpendicular o formando un ángulo no mayor de 45° con la vertical, hasta una
altura de 6” sobre el nivel de rebalse del artefacto que esta ventilado, antes de
buscar la horizontalidad o conectar con ramal de ventilación.
Cuando dos artefactos descargan a un mismo drenaje vertical a la misma altura,
pueden ser ventilados conjuntamente.
Los diámetros de las columnas de ventilación deben tener como mínimo la mitad
de los diámetros del bajante sanitario, pero nunca menos de 1 ½”, y dependiendo
de la longitud de su desarrollo y del número de unidades de descarga. Según la
Tabla No 43 (ver anexo).
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De edificio de acero de tres plantas
5.1.1 ESTRUCTURA DE TECHO (TERCER NIVEL).
5.1.1.1Diseño de la lamina troquelada.
Propiedades Mecánicas.
Esfuerzo de Fluencia del Acero de Estructural A-36: F y = 2536.37 kg/cm²
Peso volumétrico del Acero : γ ac = 7850.00 kg/m³
Peso volumétrico del concreto : γ c = 2400.00 kg/m³
Módulo de Elasticidad del acero estructural A-36: E = 2039000 kg/cm²
Peso de impermeabilizante asfáltico (8 mm): 10.00 kg/m²
Peso de cerámica (incluye peso de mortero.): 50.00 kg/m²
Propiedades Geométricas.
Revisamos una lamina troquelada con las siguientes dimensiones ycaracterísticas:
Espesor de relleno de concreto = 2.0 pulg.
Peralte de lamina troquelada = 1.5 pulg.
1/2 ´´ 4 ´´ 1/2 ´´
2 ´´ 2 ´´
1/16 Plg
Claro de lamina de : 1.40 m
(Maximo espaciamiento entre viguetas de carga.)
I =(4in *0.0625in )*(1.5in/2-0.0625in/2)^2*2*(12in / 9in) * 136.56 = 47.0 cm4/ m
S = 2 * 47.03cm^4 /(1.5in *(2.54cm/1in))= 24.7 cm3/ m
A = 2 * 0.0625in *(4in + 1.58in)*(12in/9in) * 21.17= 19.7 cm²/m
t (espesor) =
Propiedades Geométricas de la sección Compuesta
Lamina Troquelada Tipo 9A
1.5 pulg.
Impermeabilizante asfálticoRelleno de concreto
Concreto en troquel
2.0 pulg.
5.1 ANÁLISIS Y DISEÑO GRAVITACIONAL DEELEMENTOS SECUNDARIOS.
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Cargas externas superficiales aplicadas a la Lamina troquelada:
Capa de impermeabilizante asfáltico: 10.00 Kg. / m²
W de relleno de concreto: 2400 * 0.0508 = 121.92 Kg. / m²
W de concreto en troquel: 2400 * 0.0381 = 45.72 Kg. / m²
Carga viva de techo ( arto.17 RNC): 100.00 Kg. / m²
(Techo de losa con pendiente menor de 5%)
CM + CV = 277.64 Kg. / m²
PLT = 19.68cm² * (7850kg./m²) /10000 = 15.45 Kg. / m²
(Donde PLT es el Peso de la Troquelada)
Esfuerzo Requerido en la lamina por flexión:
Carga total de techo: CM + CV + PLT= 293.09 Kg. / m²
Consideramos la lamina como simplemente apoyada
Momento (M)= W * L² / 8 = 293.09kg / m² * 1.4m ̂ 2 / 8 = 71.81 Kg. - m / m.
f b = M / S = 7180.71kg * cm / 24.69cm³ = 290.86 Kg. / cm²
Esfuerzo Resistente por flexión:
Fb = 0.6 * Fy = 0.6 * 2536.37 = 1522 Kg. / cm
2
La seccion Es Satisfactoria, 290.86 kg/cm² es menor que 1522 kg/cm²
Verificar si la lamina cumple normas de Deflexión:
Deflexión (D) para carga total:
D = 5 * W * L4
/ (384* EI)
D = 5 * 2.93 * 140^4 / ( 384 * 2039000 * 47.03 ) = 0.15 cm.
Deflexión permisible:
L / 360 = 140 / 360 = 0.39 cm.
Para carga total La lamina Es Satisfactoria, 0.39 cm es mayor que 0.15cm
Usar Lamina Troquelada T-9A con espesor de 1/16 pulg. con separación
maxima de 1.4 m
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Cargas externas Superficiales aplicadas a la vigueta:
Carga total de techo (calculada anteriormente) = 293.09 Kg. / m²
Peso del cielo raso Plycem= 6.30 Kg. / m²
Peso de esqueleteado = 3.00 Kg. / m²
302.39 kg / m²
Claro libre: 3.00 m Este dato corresponde a la separación máxima
existente entre vigas transversales (principales) de techo.
ASUMIENDO VIGUETAS @ : 1.03 mts.
4
1/2
4
REVISAMOS LA SIGUIENTE SECCIÓN4 4 1/8 ceja de 1/2
A = 2.13 pulg2
13.7 cm2
I x = 5.39 pulg4
224 cm4
S x = 2.69 pulg3 44.2 cm3
Peso = 10.8 kg/m
Carga total aplicada a la vigueta= 302.39 * 1.03 + 10.8= 322.22 kg/m
5.1.1.2 Diseño de vigueta de carga .
PROPIEDADES GEOMÉTRICAS
x x
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Esfuerzo Requerido en la vigueta por flexión.
Consideramos la vigueta como simplemente apoyada
Momento (M)= W * L² / 8 = 322.22 * 3 ̂ 2 / 8 = 362.50 kg. - m
f b = M / S = 36250.17 / 44.16 = 820.83 kg. / cm²
Esfuerzo Resistente por flexión
REVISAR CRITERIOS DE SECCIÓN NO COMPACTA
Relación ancho / espesor: 1.75 / 0.125 = 14
Según la norma ASD < 2000 / ( 2536 )^0.5 = 40
Relación altura / espesor: 3.625 / 0.125 = 29
Según la norma ASD < 984000 / ( 2536*( 2536+1160) )^0.5 = 321
Fb = 0.60 * Fy = 0.6 * 2536.37 = 1522 Kg. / cm2
La seccion Es Satisfactoria ,821 kg/cm² es menor que 1522 kg/cm²
Verificar si la sección satisface las normas de Deflexión:
Deflexión (D) para carga total:
D = 5 * W * L4
/ (384* EI)
D = 5 x 3.22 x 300^ 4 / ( 384 x 2039000 x 224 ) = 0.74 cm.
Deflexión permisible:
L / 240 = 300 / 240 = 1.25 cm.
Para carga total La seccion Es Satisfactoria, 1.25 cm es mayor que 0.74cm
Usar sección 4 ´´ X 4 ´´ X 0.125 ´´ @ 1.03 m. como vigueta de carga.
Es seccion No Compacta
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitarioDe edificio de acero de tres plantas.
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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Los diámetros de los ramales horizontales de ventilación u de los grupos
colectivos, están en función de su longitud del número de unidades ventiladas,
según la Tabla No 44 (ver anexo).
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De edificio de acero de tres plantas
5.1.2 ANÁLISIS Y DISEÑO DE ESTRUCTURA DE ENTREPISO.
SEGUNDO NIVEL.
5.1.2.1 Diseño de lámina troquelada.
PROPIEDADES GEOMÉTRICAS:
Revisamos una lamina troquelada con las siguientes dimen-siones y características:
Espesor de relleno de concreto = 2.00 pulg.
Peralte de lamina troquelada = 1.50 pulg.
1/2 ´´ 4 ´´ 1/2 ´´
2 ´´ 2 ´´
1/16 Plg
Claro de lamina de : 1.40 m
(Maximo espaciamiento entre viguetas de carga.)
I = (4in*0.0625in)*(1.5in/2-0.0625in/2)^2*2*(12in / 9in) * 136.56 = 47.0 cm4/ m
S = 2 * 47.03 cm^4 /(1.5in *(2.54cm/1in))= 24.7 cm3/ m
A = 2 * 0.0625in *(4in + 1.58in)*(12in/9in) * 21.17 = 19.7 cm²/m
t (espesor) =
Propiedades Geométricas de Lamina Tipo 9A
Lamina Troquelada Tipo 9A
1.5 pulg.
Relleno de concreto
Concreto en troquel
2.0 pulg.
Cerámica
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Cargas externas superficiales aplicadas a la Lamina troquelada:
Peso de cerámica: = 50.00 Kg. / m²
W de relleno de concreto: 2400 * 0.0508 = 121.92 Kg. / m²
W de concreto en troquel: 2400 * 0.0381 = 45.72 Kg. / m²
Particiones internas covintec:
Peso particiones internas (Covintec): 156.00 kg/m²
Tomando en cuenta dos particiones en un area de 6 m x 5.15 m.
y con altura promedio de 3.50 m.
2 * 156 Kg. / m² * 3.50m * 5.15m/(6m*5.15m): 182.00 Kg. / m²
Carga viva de entrepiso( arto.17 RNC): 200.00 Kg. / m²
(Residencia)
CM + CV = 599.64 Kg. / m²
PLT = 19.7 cm² * (7850Kg. / m² ) /10000 = 15.45 Kg. / m²
(Donde PLT es el Peso de La Troquelada)
Esfuerzo Requerido en la lamina por flexión:
Cargas total de entrepiso: CM + CV + PLT= 615.09 Kg. / m²
Consideramos la lamina como simplemente apoyada
Momento (M)= W * L² / 8 = 615.09kg / m² * 1.4m ̂ 2 / 8 = 150.70 Kg. - m / m.
f b = M / S = 15069.71kg * cm / 24.69cm³ = 610.40 Kg. / cm²
Esfuerzo Resistente por flexión:
Fb = 0.6 * Fy = 0.6 * 2536.37 = 1522 Kg. / cm2
La seccion Es Satisfactoria ,610.4 kg/cm² es menor que 1522 kg/cm²
Verificar si la lamina cumple normas de Deflexión:
Deflexión (D) para carga total:
D = 5 * W * L4
/ (384* EI)
D = 5 * 6.15 * 140^4 / ( 384 * 2039000 * 47 ) = 0.32 cm.
Deflexión permisible: L / 360 = 140 / 360 = 0.39 cm.
Para carga total La lamina Es Satisfactoria, 0.39 cm es mayor que 0.32cm
Usar Lamina Troquelada T-9A con espesor de 1/16 pulg. con separación
maxima de 1.4 m
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De edificio de acero de tres plantas
5.1.2.2 Diseño de vigueta de carga.
Cargas externas Superficiales aplicadas a la vigueta:
Carga total de entrepiso (calculada anteriormente) = 615.09 Kg. / m²
Peso del cielo raso Plycem= 6.30 Kg. / m²
Peso de esqueleteado = 3.00 Kg. / m²
624.39 kg / m²
Claro libre: 3.00 m Este dato corresponde a la separación máxima
existente entre vigas transversales (principales) de entrepiso.
ASUMIENDO VIGUETAS @ : 0.74 mts.
4
1/2
4
REVISAMOS LA SIGUIENTE SECCIÓN4 4 1/8 ceja de 1/2
A = 2.13 pulg2
13.7 cm2
I x = 5.39 pulg4
224 cm4
S x = 2.69 pulg3
44.2 cm3
Peso = 10.8 kg/m
Carga total aplicada a la vigueta= 624.39 * 0.74 + 10.8= 472.81 kg/m
PROPIEDADES GEOMÉTRICAS
x x
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado110
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De edificio de acero de tres plantas
Esfuerzo Requerido en la vigueta por flexión.
Consideramos la vigueta como simplemente apoyada
Momento (M)= W * L² / 8 = 472.81 * 3 ̂ 2 / 8 = 531.91 kg. - m
f b = M / S = 53191.2 / 44.16 = 1204.43 kg. / cm²
Esfuerzo Resistente por flexión:
REVISAR CRITERIOS DE SECCIÓN NO COMPACTA
Relación ancho / espesor: 1.75 / 0.125 = 14
Según la norma ASD < 2000 / ( 2536 )^0.5 = 40
Relación altura / espesor: 3.625 / 0.125 = 29
Según la norma ASD < 984000 / ( 2536*( 2536+1160) )^0.5 = 321
Fb = 0.60 * Fy = 0.6 * 2536.37 = 1522 Kg. / cm2
La seccion Es Satisfactoria ,1204 kg/cm² es menor que 1522 kg/cm²
Verificar si la sección satisface las normas de Deflexión:
Deflexión (D) para carga total:
D = 5 * W * L4
/ (384* EI)
D = 5 x 4.73 x 300^ 4 / ( 384 x 2039000 x 224 ) = 1.09 cm.
Deflexión permisible:
L / 240 = 300 / 240 = 1.25 cm.
Usar sección 4 ´´ X 4 ´´ X 0.125 ´´ @ 0.74 m. como vigueta de carga.
Es seccion No Compacta
Para carga total La seccion Es Satisfactoria, 1.25 cm es mayor que 1.09cm
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
5.1.3 ANÁLISIS Y DISEÑO DE ESTRUCTURA DE ENTREPISO.
PRIMER NIVEL.
5.1.3.1 Diseño de lámina troquelada.
PROPIEDADES GEOMÉTRICAS:
Revisamos una lamina troquelada con las siguientes dimen-siones y características:
Espesor de relleno de concreto = 2.00 pulg.
Peralte de lamina troquelada = 1.50 pulg.
1/2 ´´ 4 ´´ 1/2 ´´
2 ´´ 2 ´´
1/16 Plg
Claro de lamina de : 1.20 m
(Maximo espaciamiento entre viguetas de carga.)
I = (4in*0.0625in)*(1.5in/2-0.0625in/2)^2*2*(12in / 9in) * 136.56 = 47.0 cm4/ m
S = 2 * 47.03 cm^4 /(1.5in *(2.54cm/1in))= 24.7 cm3/ m
A = 2 * 0.0625in *(4in + 1.58in)*(12in/9in) * 21.17 = 19.7 cm²/m
Propiedades Geométricas de la sección Compuesta
t (espesor) =
Lamina Troquelada Tipo 9A
1.5 pulg.
2.0 pulg.
Cerámica
Relleno de concreto
Concreto en troquel
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado112
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Cargas externas superficiales aplicadas a la Lamina troquelada:
Peso de cerámica: = 50.00 Kg. / m²
W de relleno de concreto: 2400 * 0.0508 = 121.92 Kg. / m²
W concreto en troquel: 2400 * 0.0381 = 45.72 Kg. / m²
Particiones internas covintec:
Peso particiones internas (Covintec): 156.00 kg/m²
Tomando en cuenta dos particiones en un area de 6 m x 5.15 m.
y con altura promedio de 3.50 m.
2 * 156 Kg. / m² * 3.50m * 5.15m/(6m*5.15m) 182.00 Kg. / m²
Carga viva de entrepiso( arto.17 RNC): 350.00 Kg. / m²
(Comercio ligero)
CM + CV = 749.64 Kg. / m²
PLT = 19.7 cm² * (7850Kg. / m² ) /10000 = 15.45 Kg. / m²
(Donde PLT es el Peso de La Troquelada)
Esfuerzo Requerido en la lamina por flexión.
Cargas total de entrepiso: CM + CV + PLT= 765.09 Kg. / m²
Consideramos la lamina como simplemente apoyada
Momento (M)= W * L² / 8 = 765.09kg / m² * 1.2m ̂ 2 / 8 = 137.72 Kg. - m / m.
f b = M / S = 13771.62kg * cm / 24.69cm³ = 557.82 Kg. / cm²
Esfuerzo Resistente por flexión:
Fb = 0.6 * Fy = 0.6 * 2536.37 = 1522 Kg. / cm2
La seccion Es Satisfactoria ,557.82 kg/cm² es menor que 1522 kg/cm²
Verificar si la lamina cumple normas de Deflexión:
Deflexión (D) para carga total:
D = 5 * W * L4
/ (384* EI)
D = 5 * 7.65 * 120^4 / ( 384 * 2039000 * 47 ) = 0.22 cm.
Deflexión permisible: L / 360 = 120 / 360 = 0.33 cm.
Para carga total La lamina Es Satisfactoria, 0.33 cm es mayor que 0.22cm
Usar Lamina Troquelada T-9A con espesor de 1/16 pulg. con separación
maxima de 1.2 m
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado113
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
5.1.3.1 Diseño de vigueta de carga.
Cargas externas Superficiales aplicadas a la vigueta:
Carga total de entrepiso (calculada anteriormente) = 765.09 Kg. / m²
Peso del cielo raso Plycem= 6.30 Kg. / m²
Peso de esqueleteado = 3.00 Kg. / m²
774.39 kg / m²
Claro libre: 3.00 m (Este Dato corresponde a la separación máxima
existente entre marcos transversales.)
ASUMIENDO VIGUETAS @ : 0.64 mts.
4
1/2
4
REVISAMOS LA SIGUIENTE SECCIÓN4 4 1/8 ceja de 1/2
A = 2.13 pulg2
13.7 cm2
I x = 5.39 pulg4
224 cm4
S x = 2.69 pulg3
44.2 cm3
Peso = 10.8 kg/m
Carga total aplicada a la vigueta= 774.39 * 0.64 + 10.8= 506.37 kg/m
PROPIEDADES GEOMÉTRICAS
x x
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Esfuerzo Requerido en la vigueta por flexión.
Consideramos la vigueta como simplemente apoyada
Momento (M)= W * L² / 8 = 506.37 * 3 ̂ 2 / 8 = 569.67 kg. - m
f b = M / S = 56966.81 / 44.16 = 1289.92 kg. / cm²
Esfuerzo Resistente por flexión:
REVISAR CRITERIOS DE SECCIÓN NO COMPACTA
Relación ancho / espesor: 1.75 / 0.125 = 14
Según la norma ASD < 2000 / ( 2536 )^0.5 = 40
Relación altura / espesor: 3.625 / 0.125 = 29
Según la norma ASD < 984000 / ( 2536*( 2536+1160) )^0.5 = 321Es seccion No Compacta
Fb = 0.60 * Fy = 0.6 * 2536.37 = 1522 Kg. / cm2
La seccion Es Satisfactoria ,1290 kg/cm² es menor que 1522 kg/cm²
Verificar si la sección satisface las normas de Deflexión:
Deflexión (D) para carga total:
D = 5 * W * L4
/ (384* EI)
D = 5 x 5.06 x 300^ 4 / ( 384 x 2039000 x 224 ) = 1.17 cm.
Deflexión permisible:
L / 240 = 300 / 240 = 1.25 cm.
Usar sección 4 ´´ X 4 ´´ X 0.125 ´´ @ 0.64 m. como vigueta de carga.
5.1.4 ANÁLISIS Y DISEÑO DE ESTRUCTURA DE ENTREPISO.
Para carga total La seccion Es Satisfactoria, 1.25 cm es mayor que 1.17cm
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
BALCÓN DE PRIMER Y SEGUNDO NIVEL.
5.1.4.1 Diseño de lámina troquelada.
PROPIEDADES GEOMÉTRICAS:
Revisamos una lamina troquelada con las siguientes dimen-siones y características:
Espesor de relleno de concreto = 2.00 pulg.
Peralte de lamina troquelada = 1.50 pulg.
1/2 ´´ 4 ´´ 1/2 ´´
2 ´´ 2 ´´
1/16 Plg
Claro de lamina de : 1.20 m
(Maximo espaciamiento entre viguetas de carga.)
I = (4in*0.0625in)*(1.5in/2-0.0625in/2)^2*2*(12in / 9in) * 136.56 = 47.0 cm4/ m
S = 2 * 47.03 cm^4 /(1.5in *(2.54cm/1in))= 24.7 cm3/ m
A = 2 * 0.0625in *(4in + 1.58in)*(12in/9in) * 21.17 = 19.7 cm²/m
Cargas externas superficiales aplicadas a la Lamina troquelada:
t (espesor) =
Propiedades Geométricas de la sección Compuesta
Lamina Troquelada Tipo 9A
1.5 pulg.
2.0 pulg.
Cerámica
Relleno de concreto
Concreto en troquel
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Peso de cerámica: = 50.00 Kg. / m²
Recubrimiento de concreto: 2400 * 0.0508 = 121.92 Kg. / m²
W concreto en troquel: 2400 * 0.0381 = 45.72 Kg. / m²
Barandas 1m de altura covintec:
156 Kg. / m² * 1m /1m = 156 Kg. / m²
Carga viva de entrepiso ( arto.17 RNC): 400.00 Kg. / m²
(Balcón)
CM + CV = 773.64 Kg. / m²
PLT = 19.7 cm² * (7850Kg. / m² ) /10000 = 15.45 Kg. / m²
(Donde PLT es el Peso de La Troquelada)
Esfuerzo Requerido en la lamina por flexión:
Cargas total de balcón: CM + CV + PLT= 789.09 Kg. / m²
Consideramos la lamina como simplemente apoyada
Momento (M)= W * L² / 8 = 789.09kg / m² * 1.2m ̂ 2 / 8 = 142.04 Kg. - m / m.
f b = M / S = 14203.62kg * cm / 24.69cm³ = 575.32 Kg. / cm²
Esfuerzo Resistente por flexión:
Fb = 0.6 * Fy = 0.6 * 2536.37 = 1522 Kg. / cm2
La seccion Es Satisfactoria ,575.32 kg/cm² es menor que 1522 kg/cm²
Verificar si la lamina cumple normas de Deflexión:
Deflexión (D) para carga total:
D = 5 * W * L4
/ (384* EI)
D = 5 * 7.89 * 120^4 / ( 384 * 2039000 * 47 ) = 0.22 cm.
Deflexión permisible: L / 360 = 120 / 360 = 0.33 cm.
Para carga total La lamina Es Satisfactoria, 0.33 cm es mayor que 0.22cm
Usar Lamina Troquelada T-9A con espesor de 1/16 pulg. con separación
maxima de 1.2 m
5.1.4.2 Diseño de vigueta de carga de borde de balcón.
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
5.1.4.2.1 Diseño de lámina troquelada.
Cargas externas Superficiales aplicadas a la vigueta:
Carga total de entrepiso (calculada anteriormente) = 789.09 Kg. / m²
Peso del cielo raso Plycem= 6.30 Kg. / m²
Peso de esqueleteado = 3.00 Kg. / m²
798.39 kg / m²
Claro libre: 1.50 m (Este Dato corresponde a la separación
entre vigas de apoyo para viga de borde.)
ANCHO TRIBUTARIO: 0.50 mts.
4
1/2
4
4 4 1/8 ceja de 1/2
REVISAMOS LA SIGUIENTE SECCIÓNx x
Viga Principal Transversal
de Balcón @ 6 m.
Vigueta deborde de Balcon
Vigueta de apoyo para
vigueta de borde de balcon.
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado118
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
A = 2.13 pulg2
13.7 cm2
I x = 5.39 pulg4
224 cm4
S x = 2.69 pulg3
44.2 cm3
Peso = 10.8 kg/m
Carga total aplicada a la vigueta= 798.39 * 0.5 + 10.8 = 409.96 kg/m
Esfuerzo Requerido en la vigueta por flexión.
Consideramos la vigueta como simplemente apoyada
Momento (M)= W * L² / 8 = 409.96 * 1.5 ̂ 2 / 8 = 115.30 kg. - m
f b = M / S = 11530.04 / 44.16 = 261.08 kg. / cm²
Esfuerzo Resistente por flexión:
Esfuerzo resistente para sección No Compacta.
Fb = 0.60 * Fy = 0.6 * 2536.37 = 1522 Kg. / cm2
La seccion Es Satisfactoria ,261 kg/cm² es menor que 1522 kg/cm²
Verificar si la sección satisface las normas de Deflexión:
Deflexión (D) para carga total:
D = 5 * W * L4
/ (384* EI)
D = 5 x 4.1 x 150^ 4 / ( 384 x 2039000 x 224 ) = 0.06 cm.
Deflexión permisible:
L / 240 = 150 / 240 = 0.63 cm.
Usar sección 4 ´´ X 4 ́ ´ X 0.125 ́ ´ como vigueta de carga en borde de balcón.
(Apoyo de vigueta de borde de balcón).
Para carga total La seccion Es Satisfactoria, 0.63 cm es mayor que 0.06cm
5.1.4.2 Diseño de vigueta de carga de borde de balcón
PROPIEDADES GEOMÉTRICAS
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado119
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Cargas externas Superficiales aplicadas a la vigueta:
Carga total de entrepiso (calculada anteriormente) = 789.09 Kg. / m²
Peso del cielo raso Plycem= 6.30 Kg. / m²Peso de esqueleteado = 3.00 Kg. / m²
798.39 kg / m²
Claro libre: 1.00 m (Este Dato corresponde a la longitud del balcón.)
ANCHO TRIBUTARIO: 1.50 mts.
4
1/2
4
REVISAMOS LA SIGUIENTE SECCIÓN4 4 1/8 ceja de 1/2
A = 2.13 pulg2
13.7 cm2
I x = 5.39 pulg4
224 cm4
S x = 2.69 pulg3
44.2 cm3
Peso = 10.8 kg/m
Carga total aplicada a la vigueta= 798.39 * 1.5 + 10.8 = 1208.35 kg/m
Esfuerzo Requerido en la vigueta por flexión.
PROPIEDADES GEOMÉTRICAS
x x
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Consideramos la vigueta como viga en voladizo
Momento (M)= W * L² / 2 = 1208.35 * 1 ̂ 2 / 2 = 604.17 kg. - m
f b = M / S = 60417.35 / 44.16 = 1368.06 kg. / cm²
Esfuerzo Resistente por flexión:
Esfuerzo resistente para sección No Compacta.
Fb = 0.60 * Fy = 0.6 * 2536.37 = 1522 Kg. / cm2
La seccion Es Satisfactoria ,1368 kg/cm² es menor que 1522 kg/cm²
Verificar si la sección satisface las normas de Deflexión:
Deflexión (D) para carga total:
D = 5 * W * L4
/ (384* EI)
D = 5 x 12.08 x 100^ 4 / ( 384 x 2039000 x 224 ) = 0.03 cm.
Deflexión permisible:
L / 240 = 100 / 240 = 0.42 cm.
Usar sección 4 ´´ X 4 ́ ´ X 0.125 ́ ´ como vigueta de apoyo para viga de borde de balcón.
Para carga total La seccion Es Satisfactoria, 0.42 cm es mayor que 0.03cm
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Nivel de techo:
CARGA MUERTA:
Capa de impermeabilizante asfáltico: 10.00 kg/m²
W de relleno de concreto: 121.92 kg/m²
W concreto en troquel: 45.72 kg/m²
Peso del cielo raso Plycem: 6.30 kg/m²
Esqueleteado de Aluminio : 3.00 kg/m²
Lamina troquelada T-9A: 15.45 kg/m²
Vigueta de carga : 4 X 4 X 0.125 @ 1.03 m. 10.45 kg/m²
TOTAL CARGA MUERTA = 212.84 kg/m²
CARGA VIVA:
Según RCN 83 art. 17: Para techos de losas con pend < 5 %
C Viva = 100 kg/m²
C Viva reducida= 40 kg/m²
Segundo nivel:
CARGA MUERTA:
Peso de cerámica: 50 Kg. / m²
W de relleno de concreto: 122 Kg. / m²
W concreto en troquel: 46 Kg. / m²
Peso particiones internas (Covintec): 156 kg/m²
Tomando en cuenta dos particiones en un área de 6 m x 5.15 m.
y con altura promedio de 3.50 m.
2 * 156 Kg. / m² * 3.50m * 5.15m/(6m*5.15m): 182.00 Kg. / m²
Peso del cielo raso Plycem: 6.30 Kg. / m²
Esqueleteado de Aluminio : 3.00 Kg. / m²
Vigueta de carga : 4 X 4 X 0.125 @ 0.74 m. 14.54 Kg. / m²
Lamina troquelada T-9A: 15.45 Kg. / m²
TOTAL CARGA MUERTA = 438.93 Kg. / m²
5.2 CALCULO DE CARGAS DE GRAVEDADAPLICADAS A MARCOS.
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado122
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
CARGA VIVA:
Según RCN 83 art. 17: Para losas de para uso Residencia:
C Viva = 200 kg/m²
C Viva reducida= 80 kg/m²
Primer nivel:
CARGA MUERTA:
Peso de cerámica: 50 Kg. / m²W de relleno de concreto: 122 Kg. / m²
W concreto en troquel: 46 Kg. / m²
Peso particiones internas (Covintec): 156.00 kg/m²
Tomando en cuenta dos particiones en un área de 6 m x 5.15 m.
y con altura promedio de 3.50 m.
2 * 156 Kg. / m² * 3.50m * 5.15m/(6m*5.15m): 182.00 Kg. / m²
Peso del cielo raso Plycem: 6.30 Kg. / m²
Esqueleteado de Aluminio : 3.00 Kg. / m²
Vigueta de carga : 4 X 4 X 0.125 @ 0.64 m. = 16.82 Kg. / m²Lamina troquelada T-9A: 15.45 Kg. / m²
TOTAL CARGA MUERTA = 441.21 Kg. / m²
CARGA VIVA:
Según RCN 83 art. 17: Losas de entrepisos de comercio ligero:
C Viva = 350 kg/m²
C Viva reducida= 250 kg/m²
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Balcón:
Piso de cerámica: 50 Kg. / m²
W de relleno de concreto: 121.92 Kg. / m²W concreto en troquel: 45.72 Kg. / m²
Peso de Lamina troquelada: 15.45 Kg. / m²
Barandas 1m de altura covintec
156 Kg. / m² * 1m /1m : 156.00 Kg. / m²
Peso del cielo raso Plycem: 6.30 Kg. / m²
Peso de esqueleteado: 3.00 Kg. / m²
Vigueta de carga : 4 X 4 X 0.125 @ 0.5 m. = 21.52 Kg. / m²
Vigueta de carga : 4 X 4 X 0.125 @ 1.5 m. = 7.17 Kg. / m²
TOTAL CARGA MUERTA = 427 Kg. / m²
CARGA VIVA:
Según RCN 83 art. 17: Para losas de entrepisos de balcones:
C Viva = 400 kg/m²
C Viva reducida= 200 kg/m²
CARGA DE PARED DE CERRAMIENTO:
Panel de covintec: 156.00 kg/m²
(Peso por área cuadrada de pared)
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
5.2.1 FACTORES DE REDUCCIÓN DE CARGA VIVA.
SEGÚN RNC ART. 19
Tercer Nivel (Techo):
Se tomara en áreas tributarias mayores de 14 m2
el menor de los
siguientes porcentajes:
1-. 60.00
2-. 71.95 23(1+CM / CV)
3-. 0.86*A.Trib.
Segundo Nivel:
Se tomara en áreas tributarias mayores de 14 m
2
el menor de lossiguientes porcentajes:
1-. 60.00
2-. 73.48 23(1+CM / CV)
3-. 0.86*A.Trib.
Primer Nivel:
Se tomara en áreas tributarias mayores de 14 m2el menor de los
siguientes porcentajes:
1-. 60.002-. 51.99 23(1+CM / CV)
3-. 0.86*A.Trib.
Balcón:
Se tomara en áreas tributarias mayores de 14 m2el menor de los
siguientes porcentajes:
1-. 60.00
2-. 47.56 23(1+CM / CV)
3-. 0.86*A.Trib.
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
5.2.2 CARGAS DISTRIBUIDAS LINEALMENTE EN LOS MARCOS:
(GRAVITACIONALES)
PARA MARCOS TRANSVERSALES Y
VIGAS LONGITUDINALES DE BALCON
NIVEL 1 Y 2
Area tributaria tipica
para marcos transversales.
Area tributaria tipica
para viga principal
de apoyo.
Area tributaria tipica
para carga puntual
en extremo de viga de
balcón longitudinal.
6 5 4 3 2 1
A
B
C
DISTRIBUCION DE AREAS TRIBUTARIAS
6 5 4 3 2 1
A
B
C
DISTRIBUCION DE AREAS TRIBUTARIAS
PARA MARCOS LONGITUDINALES Y
VIGAS TRANSVERSALES DE BALCON
NIVEL 1 Y 2
Area tributaria tipica
para marcos longitudinales.
Area tributaria tipica
para carga puntual
en extremo de viga de
balcón transversal.
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De edificio de acero de tres plantas
6 5 4 3 2 1
A
B
C
DISTRIBUCION DE AREAS TRIBUTARIAS
PARA MARCOS TRANSVERSALES Y
VIGAS LONGITUDINALES DE BALCON
NIVEL DE TECHO
Area tributaria tipica
para marcos transversales.
Area tributaria tipica
para viga principal
de apoyo.
Area tributaria tipica
para vigas secundaria
en area del tanque.
6 5 4 3 2 1
A
B
C
DISTRIBUCION DE AREAS TRIBUTARIAS
PARA MARCOS LONGITUDINALES Y
VIGAS TRANSVERSALES DE BALCON
NIVEL DE TECHO
Area tributaria tipica
para marcos longitudinales.
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado127
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
MARCO TRANSVERSAL EJE 1:
Nivel de techo:
Ancho trib. para peso de techo: 0.00 m.
Longitud de Marco: 10.30 m.
área trib. para peso de techo: 0.00 m²
Ancho trib. de pared: 1.75 m.
Carga muerta de techo: 0 Kg/m
Carga muerta de pared: 273.00 Kg/m
Carga muerta total: 273 Kg/m
Carga Viva techo : 0.00 Kg/m
Factor de reducción de C.V.: 0.00 %
Carga Viva techo con reducción : 0 Kg/m
Nivel 2:
Ancho trib. para peso de entrepiso: 1.50 m.
Ancho trib. para peso de balcón: 0.75 m.
Longitud de Marco: 10.30 m.
área trib. para peso de entrepiso: 15.45 m²
área trib. para peso de balcón: 7.73 m²
Ancho trib. de pared: 3.50 m.
Carga muerta de entrepiso y balcón: 978.72 Kg/m
Carga muerta de pared: 546.00 Kg/m
Carga muerta total: 1524.72 Kg/m
Carga Viva entrepiso: 300.00 Kg/m
Carga Viva de balcón: 300.00 Kg/m
Factor de reducción de CV para entrepiso: 13.29 %
Factor de reducción de CV para balcón: 0.00 %
Carga Viva de entrepiso con reducción : 260.14 Kg/m
Carga Viva de balcón con reducción : 300.00 Kg/m
Carga Viva total con reducción : 560.14 Kg/m
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado128
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Nivel 1:
Ancho trib. para peso de entrepiso: 1.50 m.
Ancho trib. para peso de balcón: 0.75 m.
Longitud de Marco: 10.30 m.
área trib. para peso de entrepiso: 15.45 m²
área trib. para peso de balcón: 7.73 m²
Ancho trib. de pared: 3.70 m.
Carga muerta de entrepiso y balcón: 982.13 Kg/m
Carga muerta de pared: 577.20 Kg/m
Carga muerta total: 1559.33 Kg/m
Carga Viva entrepiso: 525.00 Kg/m
Carga Viva de balcón: 300.00 Kg/m
Factor de reducción de CV para entrepiso: 13.29 %
Factor de reducción de CV para balcón: 0.00 %
Carga Viva de entrepiso con reducción : 455.24 Kg/m
Carga Viva de balcón con reducción : 300.00 Kg/m
Carga Viva total con reducción : 755.24 Kg/m
MARCO TRANSVERSAL EJE 2:
Nivel de techo:
Ancho trib. para peso de techo: 1.50 m.
Longitud de Marco: 10.30 m.
área trib. para peso de techo: 15.45 m²
Ancho trib. de pared: 0.00 m.
Carga muerta de techo: 319.2579 Kg/m
Carga muerta de pared: 0.00 Kg/m
Carga muerta total: 319.2579 Kg/m
Carga Viva techo : 150.00 Kg/m
Factor de reducción de C.V.: 13.29 %
Carga Viva techo con reducción : 130.0695 Kg/m
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado129
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Nivel 2:
Ancho trib. para peso de entrepiso: 3.00 m.
Ancho trib. para peso de balcón: 0.00 m.
Longitud de Marco: 10.30 m.
área trib. para peso de entrepiso: 30.90 m²
área trib. para peso de balcón: 0.00 m²
Ancho trib. de pared: 0.00 m.
Carga muerta de entrepiso y balcón: 1316.80 Kg/m
Carga muerta de pared: 0.00 Kg/m
Carga muerta total: 1316.80 Kg/m
Carga Viva entrepiso: 600.00 Kg/m
Carga Viva de balcón: 0.00 Kg/m
Factor de reducción de CV para entrepiso: 26.57 %
Factor de reducción de CV para balcón: 0.00 %Carga Viva de entrepiso con reducción : 440.56 Kg/m
Carga Viva de balcón con reducción : 0.00 Kg/m
Carga Viva total con reducción : 440.56 Kg/m
Nivel 1:
Ancho trib. para peso de entrepiso: 3.00 m.
Ancho trib. para peso de balcón: 0.00 m.
Longitud de Marco: 10.30 m.
área trib. para peso de entrepiso: 30.90 m²
área trib. para peso de balcón: 0.00 m²
Ancho trib. de pared: 0.00 m.
Carga muerta de entrepiso y balcón: 1323.62 Kg/m
Carga muerta de pared: 0.00 Kg/m
Carga muerta total: 1323.62 Kg/m
Carga Viva entrepiso: 1050.00 Kg/m
Carga Viva de balcón: 0.00 Kg/m
Factor de reducción de CV para entrepiso: 26.57 %
Factor de reducción de CV para balcón: 0.00 %
Carga Viva de entrepiso con reducción : 770.97 Kg/m
Carga Viva de balcón con reducción : 0.00 Kg/m
Carga Viva total con reducción : 770.97 Kg/m
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado130
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
MARCO TRANSVERSAL EJE 3 y 4:
Nivel de techo:
Ancho trib. para peso de techo: 3.00 m.
Longitud de Marco: 10.30 m.
área trib. para peso de techo: 30.90 m²
Ancho trib. de pared: 0.00 m.
Carga muerta de techo: 638.5159 Kg/m
Carga muerta de pared: 0.00 Kg/m
Carga muerta total: 638.5159 Kg/m
Carga Viva techo : 300.00 Kg/m
Factor de reducción de C.V.: 26.57 %
Carga Viva techo con reducción : 220.278 Kg/m
Nivel 2:
Ancho trib. para peso de entrepiso: 3.00 m.
Ancho trib. para peso de balcón: 0.00 m.
Longitud de Marco: 10.30 m.
área trib. para peso de entrepiso: 30.90 m²
área trib. para peso de balcón: 0.00 m²
Ancho trib. de pared: 0.00 m.Carga muerta de entrepiso y balcón: 1316.80 Kg/m
Carga muerta de pared: 0.00 Kg/m
Carga muerta total: 1316.80 Kg/m
Carga Viva entrepiso: 600.00 Kg/m
Carga Viva de balcón: 0.00 Kg/m
Factor de reducción de CV para entrepiso: 26.57 %
Factor de reducción de CV para balcón: 0.00 %
Carga Viva de entrepiso con reducción : 440.56 Kg/m
Carga Viva de balcón con reducción : 0.00 Kg/m
Carga Viva total con reducción : 440.56 Kg/m
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado131
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Nivel 1:
Ancho trib. para peso de entrepiso: 3.00 m.
Ancho trib. para peso de balcón: 0.00 m.
Longitud de Marco: 10.30 m.
área trib. para peso de entrepiso: 30.90 m²
área trib. para peso de balcón: 0.00 m²
Ancho trib. de pared: 0.00 m.
Carga muerta de entrepiso y balcón: 1323.62 Kg/m
Carga muerta de pared: 0.00 Kg/m
Carga muerta total: 1323.62 Kg/m
Carga Viva entrepiso: 1050.00 Kg/m
Carga Viva de balcón: 0.00 Kg/m
Factor de reducción de CV para entrepiso: 26.57 %
Factor de reducción de CV para balcón: 0.00 %
Carga Viva de entrepiso con reducción : 770.97 Kg/m
Carga Viva de balcón con reducción : 0.00 Kg/m
Carga Viva total con reducción : 770.97 Kg/m
MARCO TRANSVERSAL EJE 5
Nivel de techo:
Ancho trib. para peso de techo: 3.00 m.
Longitud de Marco: 10.30 m.
área trib. para peso de techo: 30.90 m²
Ancho trib. de pared: 1.75 m.
Carga muerta de techo: 638.5159 Kg/m
Carga muerta de pared: 273.00 Kg/m
Carga muerta total: 911.5159 Kg/m
Carga Viva techo : 300.00 Kg/m
Factor de reducción de C.V.: 26.57 %
Carga Viva techo con reducción : 220.278 Kg/m
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Nivel 2:
Ancho trib. para peso de entrepiso: 1.50 m.
Ancho trib. para peso de balcón: 1.50 m.
Longitud de Marco: 10.30 m.
área trib. para peso de entrepiso: 15.45 m²
área trib. para peso de balcón: 15.45 m²
Ancho trib. de pared: 3.50 m.
Carga muerta de entrepiso y balcón: 1299.03 Kg/m
Carga muerta de pared: 546.00 Kg/m
Carga muerta total: 1845.03 Kg/m
Carga Viva entrepiso: 300.00 Kg/m
Carga Viva de balcón: 600.00 Kg/m
Factor de reducción de CV para entrepiso: 13.29 %
Factor de reducción de CV para balcón: 13.29 %Carga Viva de entrepiso con reducción : 260.14 Kg/m
Carga Viva de balcón con reducción : 520.28 Kg/m
Carga Viva total con reducción : 780.42 Kg/m
Nivel 1:
Ancho trib. para peso de entrepiso: 1.50 m.
Ancho trib. para peso de balcón: 1.50 m.
Longitud de Marco: 10.30 m.
área trib. para peso de entrepiso: 15.45 m²
área trib. para peso de balcón: 15.45 m²
Ancho trib. de pared: 3.70 m.
Carga muerta de entrepiso y balcón: 1302.44 Kg/m
Carga muerta de pared: 577.20 Kg/m
Carga muerta total: 1879.64 Kg/m
Carga Viva entrepiso: 525.00 Kg/m
Carga Viva de balcón: 600.00 Kg/m
Factor de reducción de CV para entrepiso: 13.29 %
Factor de reducción de CV para balcón: 13.29 %
Carga Viva de entrepiso con reducción : 455.24 Kg/m
Carga Viva de balcón con reducción : 520.28 Kg/m
Carga Viva total con reducción : 975.52 Kg/m
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado133
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
MARCO TRANSVERSAL EJE 6
Nivel de techo:
Ancho trib. para peso de techo: 1.50 m.
Longitud de Marco: 10.30 m.
área trib. para peso de techo: 15.45 m²
Ancho trib. de pared: 0.00 m.
Carga muerta de techo: 319.2579 Kg/m
Carga muerta de pared: 0.00 Kg/m
Carga muerta total: 319.2579 Kg/m
Carga Viva techo : 150.00 Kg/m
Factor de reducción de C.V.: 13.29 %
Carga Viva techo con reducción : 130.0695 Kg/m
Nivel 2:
Ancho trib. para peso de entrepiso: 0.00 m.
Ancho trib. para peso de balcón: 1.50 m.
Longitud de Marco: 10.30 m.
área trib. para peso de entrepiso: 0.00 m²
área trib. para peso de balcón: 15.45 m²
Ancho trib. de pared: 0.00 m.
Carga muerta de entrepiso y balcón: 640.63 Kg/m
Carga muerta de pared: 0.00 Kg/m
Carga muerta total: 640.63 Kg/m
Carga Viva entrepiso: 0.00 Kg/m
Carga Viva de balcón: 600.00 Kg/m
Factor de reducción de CV para entrepiso: 0.00 %
Factor de reducción de CV para balcón: 13.29 %
Carga Viva de entrepiso con reducción : 0.00 Kg/m
Carga Viva de balcón con reducción : 520.28 Kg/m
Carga Viva total con reducción : 520.28 Kg/m
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado134
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Nivel 1:
Ancho trib. para peso de entrepiso: 0.00 m.
Ancho trib. para peso de balcón: 1.50 m.
Longitud de Marco: 10.30 m.
área trib. para peso de entrepiso: 0.00 m²
área trib. para peso de balcón: 15.45 m²
Ancho trib. de pared: 0.00 m.
Carga muerta de entrepiso y balcón: 640.63 Kg/m
Carga muerta de pared: 0.00 Kg/m
Carga muerta total: 640.63 Kg/m
Carga Viva entrepiso: 0.00 Kg/m
Carga Viva de balcón: 600.00 Kg/m
Factor de reducción de CV para entrepiso: 0.00 %
Factor de reducción de CV para balcón: 13.29 %
Carga Viva de entrepiso con reducción : 0.00 Kg/m
Carga Viva de balcón con reducción : 520.28 Kg/m
Carga Viva total con reducción : 520.28 Kg/m
VIGA PRINCIPAL DE APOYO
Nivel de techo:
Ancho trib. para peso de techo: 3.00 m.
Longitud de Marco: 10.30 m.
área trib. para peso de techo: 30.90 m²
Ancho trib. de pared: 0.00 m.
Carga muerta de techo: 638.5159 Kg/m
Carga muerta de pared: 0.00 Kg/m
Carga muerta total: 638.5159 Kg/m
Carga Viva techo : 300.00 Kg/m
Factor de reducción de C.V.: 26.57 %
Carga Viva techo con reducción : 220.278 Kg/m
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Nivel 2:
Ancho trib. para peso de entrepiso: 3.00 m.
Ancho trib. para peso de balcón: 0.00 m.
Longitud de Marco: 10.30 m.
área trib. para peso de entrepiso: 30.90 m²
área trib. para peso de balcón: 0.00 m²
Ancho trib. de pared: 0.00 m.
Carga muerta de entrepiso y balcón: 1316.80 Kg/m
Carga muerta de pared: 0.00 Kg/m
Carga muerta total: 1316.80 Kg/m
Carga Viva entrepiso: 600.00 Kg/m
Carga Viva de balcón: 0.00 Kg/m
Factor de reducción de CV para entrepiso: 26.57 %
Factor de reducción de CV para balcón: 0.00 %Carga Viva de entrepiso con reducción : 440.56 Kg/m
Carga Viva de balcón con reducción : 0.00 Kg/m
Carga Viva total con reducción : 440.56 Kg/m
Nivel 1:
Ancho trib. para peso de entrepiso: 3.00 m.
Ancho trib. para peso de balcón: 0.00 m.
Longitud de Marco: 10.30 m.
área trib. para peso de entrepiso: 30.90 m²
área trib. para peso de balcón: 0.00 m²
Ancho trib. de pared: 0.00 m.
Carga muerta de entrepiso y balcón: 1323.62 Kg/m
Carga muerta de pared: 0.00 Kg/m
Carga muerta total: 1323.62 Kg/m
Carga Viva entrepiso: 1050.00 Kg/m
Carga Viva de balcón: 0.00 Kg/m
Factor de reducción de CV para entrepiso: 26.57 %
Factor de reducción de CV para balcón: 0.00 %
Carga Viva de entrepiso con reducción : 770.97 Kg/m
Carga Viva de balcón con reducción : 0.00 Kg/m
Carga Viva total con reducción : 770.97 Kg/m
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
VIGA PRINCIPAL DE BALCÓN TRANSVERSAL
Nivel 1 y 2:
Ancho trib. para peso de balcón: 6.00 m.
Longitud tributaria de viga: 0.50 m.
área trib. para peso de balcón: 3.00 m²
Carga muerta de balcón (puntual): 1281.27 Kg.
Carga Viva de balcón: 1200.00 Kg.
Factor de reducción de CV para balcón: 0.00 %
Carga Viva de balcón con reducción : 1200.00 Kg.
Carga Viva total con reducción : 1200.00 Kg.
Nota: Las cargas calculadas se colocarán de forma puntual en
el extremo de la viga principal de balcón transversal.
VIGA PRINCIPAL DE BALCÓN LONGITUDINAL
Nivel 1 y 2:
Ancho trib. para peso de balcón: 5.15 m.
Longitud tributaria de viga: 0.75 m.
área trib. para peso de balcón: 3.86 m²Carga muerta de balcón (puntual): 1649.63 Kg.
Carga Viva de balcón: 1545.00 Kg.
Factor de reducción de CV para balcón: 0.00 %
Carga Viva de balcón con reducción : 1545.00 Kg.
Carga Viva total con reducción : 1545.00 Kg.
Nota: Las cargas calculadas se colocarán de forma puntual en
el extremo de la viga principal de balcón transversal.
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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De edificio de acero de tres plantas
MARCO LONGITUDINALES EJE A
Nivel de techo:
De eje 2 al eje 6:
Ancho trib. para peso de techo: 0.52 m.
Longitud de Marco: 21.00 m.
área trib. para peso de techo: 10.82 m²
Ancho trib. de pared: 1.75 m.
Carga muerta de techo: 109.6119 Kg/m
Carga muerta de pared: 273.00 Kg/m
Carga muerta total: 382.6119 Kg/m
Carga Viva techo : 51.50 Kg/m
Factor de reducción de C.V.: 0.00 %Carga Viva techo con reducción : 51.5 Kg/m
De eje 1 al eje 2:
Ancho trib. para peso de techo: 0.00 m.
Longitud de Marco: 6.00 m.
área trib. para peso de techo: 0.00 m²
Ancho trib. de pared: 1.75 m.
Carga muerta de techo: 0.00 Kg/m
Carga muerta de pared: 273.00 Kg/mCarga muerta total: 273 Kg/m
Carga Viva techo : 0.00 Kg/m
Factor de reducción de C.V.: 0.00 %
Carga Viva techo con reducción : 0.00 Kg/m
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado138
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De edificio de acero de tres plantas
Nivel 2:
Ancho trib. para peso de entrepiso: 0.37 m.
Ancho trib. para peso de balcón: 0.00 m.
Longitud de Marco: 27.00 m.
área trib. para peso de entrepiso: 9.99 m²
área trib. para peso de balcón: 0.00 m²
Ancho trib. de pared: 3.50 m.
Carga muerta de entrepiso y balcón: 162.41 Kg/m
Carga muerta de pared: 546.00 Kg/m
Carga muerta total: 708.41 Kg/m
Carga Viva entrepiso: 74.00 Kg/m
Carga Viva de balcón: 0.00 Kg/m
Factor de reducción de CV para entrepiso: 0.00 %
Factor de reducción de CV para balcón: 0.00 %Carga Viva de entrepiso con reducción : 74.00 Kg/m
Carga Viva de balcón con reducción : 0.00 Kg/m
Carga Viva total con reducción : 74.00 Kg/m
Nivel 1:
Ancho trib. para peso de entrepiso: 0.32 m.
Ancho trib. para peso de balcón: 0.00 m.
Longitud de Marco: 27.00 m.
área trib. para peso de entrepiso: 8.64 m²
área trib. para peso de balcón: 0.00 m²
Ancho trib. de pared: 3.70 m.
Carga muerta de entrepiso y balcón: 141.19 Kg/m
Carga muerta de pared: 577.20 Kg/m
Carga muerta total: 718.39 Kg/m
Carga Viva entrepiso: 112.00 Kg/m
Carga Viva de balcón: 0.00 Kg/m
Factor de reducción de CV para entrepiso: 0.00 %
Factor de reducción de CV para balcón: 0.00 %
Carga Viva de entrepiso con reducción : 112.00 Kg/m
Carga Viva de balcón con reducción : 0.00 Kg/m
Carga Viva total con reducción : 112.00 Kg/m
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De edificio de acero de tres plantas
MARCO LONGITUDINALES EJE B
Nivel de techo:
De eje 2 al eje 6:
Ancho trib. para peso de techo: 1.03 m.
Longitud de Marco: 21.00 m.
área trib. para peso de techo: 21.63 m²
Ancho trib. de pared: 0.00 m.
Carga muerta de techo: 219.2238 Kg/m
Carga muerta de pared: 0.00 Kg/m
Carga muerta total: 219.2238 Kg/m
Carga Viva techo : 103.00 Kg/m
Factor de reducción de C.V.: 18.60 %Carga Viva techo con reducción : 83.84015 Kg/m
Nivel 2:
Ancho trib. para peso de entrepiso: 0.74 m.
Ancho trib. para peso de balcón: 0.00 m.
Longitud de Marco: 27.00 m.
área trib. para peso de entrepiso: 19.98 m²
área trib. para peso de balcón: 0.00 m² Ancho trib. de pared: 0.00 m.
Carga muerta de entrepiso y balcón: 324.81 Kg/m
Carga muerta de pared: 0.00 Kg/m
Carga muerta total: 324.81 Kg/m
Carga Viva entrepiso: 148.00 Kg/m
Carga Viva de balcón: 0.00 Kg/m
Factor de reducción de CV para entrepiso: 17.18 %
Factor de reducción de CV para balcón: 0.00 %
Carga Viva de entrepiso con reducción : 122.57 Kg/m
Carga Viva de balcón con reducción : 0.00 Kg/mCarga Viva total con reducción : 122.57 Kg/m
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Nivel 1:
Ancho trib. para peso de entrepiso: 0.64 m.
Ancho trib. para peso de balcón: 0.00 m.
Longitud de Marco: 27.00 m.
área trib. para peso de entrepiso: 17.28 m²
área trib. para peso de balcón: 0.00 m²
Ancho trib. de pared: 0.00 m.
Carga muerta de entrepiso y balcón: 282.37 Kg/m
Carga muerta de pared: 0.00 Kg/m
Carga muerta total: 282.37 Kg/m
Carga Viva entrepiso: 224.00 Kg/m
Carga Viva de balcón: 0.00 Kg/m
Factor de reducción de CV para entrepiso: 14.86 %
Factor de reducción de CV para balcón: 0.00 %
Carga Viva de entrepiso con reducción : 190.71 Kg/m
Carga Viva de balcón con reducción : 0.00 Kg/m
Carga Viva total con reducción : 190.71 Kg/m
MARCO LONGITUDINALES EJE C
Nivel de techo:
De eje 2 al eje 6:
Ancho trib. para peso de techo: 0.52 m.
Longitud de Marco: 21.00 m.
área trib. para peso de techo: 10.82 m²
Ancho trib. de pared: 1.75 m.
Carga muerta de techo: 109.6119 Kg/mCarga muerta de pared: 273.00 Kg/m
Carga muerta total: 382.6119 Kg/m
Carga Viva techo : 51.50 Kg/m
Factor de reducción de C.V.: 0.00 %
Carga Viva techo con reducción : 51.5 Kg/m
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado141
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
De eje 1 al eje 2:
Ancho trib. para peso de techo: 0.00 m.
Longitud de Marco: 6.00 m.
área trib. para peso de techo: 0.00 m²
Ancho trib. de pared: 1.75 m.
Carga muerta de techo: 0 Kg/m
Carga muerta de pared: 273.00 Kg/m
Carga muerta total: 273 Kg/m
Carga Viva techo : 0.00 Kg/m
Factor de reducción de C.V.: 0.00 %
Carga Viva techo con reducción : 0 Kg/m
Nivel 2:
Ancho trib. para peso de entrepiso: 0.37 m.
Ancho trib. para peso de balcón: 0.50 m.
Longitud de Marco: 27.00 m.
área trib. para peso de entrepiso: 9.99 m²
área trib. para peso de balcón: 13.50 m²
Ancho trib. de pared: 3.50 m.
Carga muerta de entrepiso y balcón: 375.95 Kg/m
Carga muerta de pared: 546.00 Kg/mCarga muerta total: 921.95 Kg/m
Carga Viva entrepiso: 74.00 Kg/m
Carga Viva de balcón: 200.00 Kg/m
Factor de reducción de CV para entrepiso: 0.00 %
Factor de reducción de CV para balcón: 0.00 %
Carga Viva de entrepiso con reducción : 74.00 Kg/m
Carga Viva de balcón con reducción : 200.00 Kg/m
Carga Viva total con reducción : 274.00 Kg/m
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado142
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Nivel 1:
Ancho trib. para peso de entrepiso: 0.32 m.
Ancho trib. para peso de balcón: 0.50 m.
Longitud de Marco: 27.00 m.
área trib. para peso de entrepiso: 8.64 m²
área trib. para peso de balcón: 13.50 m²
Ancho trib. de pared: 3.70 m.
Carga muerta de entrepiso y balcón: 354.73 Kg/m
Carga muerta de pared: 577.20 Kg/m
Carga muerta total: 931.93 Kg/m
Carga Viva entrepiso: 112.00 Kg/m
Carga Viva de balcón: 200.00 Kg/m
Factor de reducción de CV para entrepiso: 0.00 %
Factor de reducción de CV para balcón: 0.00 %
Carga Viva de entrepiso con reducción : 112.00 Kg/m
Carga Viva de balcón con reducción : 200.00 Kg/m
Carga Viva total con reducción : 312.00 Kg/m
5.2.3 CALCULO DE CARGA DE TECHO EN VIGAS SECUNDARIAS
EN ARREA DE TANQUES.
Ancho tributario 1: 1.29 m.
Ancho tributario 2: 0.645 m.
CARGA MUERTA:
Capa de impermeabilizante asfáltico: 10.00 kg/m²
W de relleno de concreto: 121.92 kg/m²
W concreto en troquel: 45.72 kg/m²
Peso del cielo raso Plycem: 6.30 kg/m²
Esqueleteado de Aluminio : 3.00 kg/m²
Lamina troquelada T-9A: 15.45 kg/m²
202.39 kg/m²
CARGA VIVA ( Art. 17 RNC )Techo de losas con pend. Menor del 5%:
Distribuida 100.00 kg/m²
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado143
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Cargas distribuidas linealmente en la viga:
Ancho tributario 1:
Carga Muerta: 202.39 kg/m² * 1.29 m. = 261.08 Kg/m
Carga Viva: 100 kg/m² * 1.29 m. = 129.00 Kg/m
Ancho tributario 2:
Carga Muerta: 202.39 kg/m² * 0.645 m. = 130.5416 Kg/m
Carga Viva: 100 kg/m² * 0.645 m. = 64.50 Kg/m
5.2.4 DISTRIBUCIÓN DE CARGAS DE DEPÓSITOS DE AGUA
EN NIVEL DE TECHO:
Capacidad de cada tanque: 1000.00 Gls.
3.79 m3
gw = 1000.00 kg/m3
Peso de cada deposito: 3785.00 Kg.
Colocación en el modelo: 9 nodos que lo soportan
Carga puntual P= 420.56 Kg.
P
P
P
P
P
P
P
P
P
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De edificio de acero de tres plantas
P=K*Po
P=Sobrecarga debido a presión del viento
Po=Presion equivalente del viento según tabla 8 RNC
K=factor de empuje (adimensional)
( + ) Presión; ( - ) succión.
Para una altura de edificio mayor que 10 m. y menor que 15m.
y ubicado en zona 1:
Po = 55.00 Kg/m2
5.3.1 ANÁLISIS DE VIENTO EN LA DIRECCIÓN LONGITUDINAL
Factores de empuje K:
Según RNC una cubierta de techo horizontal se distinguirán
tres zonas con los siguientes factores de empuje:
FACTORES DE EMPUJE
K1 = -1.75 K2 = -1.0 K3 = -0.4
Cargas de viento en la superficie plana de techo.
Po(Kg/m2) P(Kg/m2) Localización
55.00 -70.00
55.00 -40.00
55.00 -16.00
Nota: Por motivos de simplificación de cálculos se tomara
la mayor de las tres cargas:
P= -70.00 Kg/m2
Zona 1 (1/3H) Zona 2 (1/3H - 1.5H) Zona 3 (resto)
(0 - H/3)
(H/3 - 1.5H)
resto
K2 = -1
K3 = -0.4
K(adimen.)
K1 = -1.75
5.3 CÁLCULO DE CARGAS DEVIENTO.
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De edificio de acero de tres plantas
Cargas de viento colocadas en vigas de techo de mar-cos transversales según ancho tributario.
Marco: P(Kg/m2) A.T (m) P(Kg/m)EJE 1 -70.00 3.00 -210.00
EJE 2 -70.00 4.50 -315.00
EJE 3,4 -70.00 3.00 -210.00
EJE 5 -70.00 3.00 -210.00
EJE 6 -70.00 1.50 -105.00
Carga de viento colocada en viga principal de apoyo ennivel de techo según ancho tributario.
P(Kg/m2) A.T (m) P(Kg/m)-70.00 3.00 -210.00
Carga de viento de barlovento colocada en columnasde marco transversal de eje 5.
K(adimen.) Po(Kg/m2) A.T (m) P(Kg/m)
K1=0.75 55.00 2.58 106.22
K1=0.75 55.00 5.15 212.44
Carga de viento de sotavento colocada en columnas demarco transversal de eje 1.
K(adimen.) Po(Kg/m2) A.T (m) P(Kg/m)
K1=-0.68 55.00 2.58 -96.31
K1=-0.68 55.00 5.15 -192.61
Localización
Toda su longitud
Toda su longitud
Toda su longitud
Toda su longitud
Toda su longitud
LocalizaciónToda su longitud
Columnas Exteriores
Columnas Interiores
Columnas Exteriores
Columnas Interiores
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De edificio de acero de tres plantas
5.3.2 ANÁLISIS DE VIENTO EN LA DIRECCIÓN TRANSVERSAL.
Factores de empuje K:
Según RNC una cubierta de techo horizontal se distinguirán
tres zonas con los siguientes factores de empuje:
FACTORES DE EMPUJE
K1 = -1.75 K2 = -1.0 K3 = -0.4
Cargas de viento en la superficie plana de techo.
Po(Kg/m2) P(Kg/m2) Localización
55.00 -70.00
55.00 -40.00
55.00 -16.00
Nota: Por motivos de simplificación de cálculos se tomara
la mayor de las tres cargas:
P= -70.00 Kg/m2
Cargas de viento colocadas en vigas de techo de mar-cos transversales según ancho tributario.
Marco: P(Kg/m2) A.T (m) P(Kg/m)EJE 1 -70.00 3.00 -210.00
EJE 2 -70.00 4.50 -315.00
EJE 3,4 -70.00 3.00 -210.00
EJE 5 -70.00 3.00 -210.00
EJE 6 -70.00 1.50 -105.00
Zona 2 (1/3H - 1.5H) Zona 3 (resto)Zona 1 (1/3H)
K(adimen.)
K1 = -1.75 (0 - H/3)
K2 = -1 (H/3 - 1.5H)
K3 = -0.4 resto
LocalizaciónToda su longitud
Toda su longitud
Toda su longitud
Toda su longitud
Toda su longitud
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Carga de viento colocada en viga principal de apoyo ennivel de techo según ancho tributario.
P(Kg/m2) A.T (m) P(Kg/m)-70.00 3.00 -210.00
Carga de viento de barlovento colocada en columnasde marco longitudinal de eje A.
K(adimen.) Po(Kg/m2) A.T (m) P(Kg/m)
K1=0.75 55.00 3.00 123.75
K1=0.75 55.00 6.00 247.50
Carga de viento de sotavento colocada en columnas demarco longitudinal de eje C.
K(adimen.) Po(Kg/m2) A.T (m) P(Kg/m)
K1=-0.68 55.00 3.00 -112.20
K1=-0.68 55.00 6.00 -224.40
Columnas Exteriores
Columnas Interiores
LocalizaciónToda su longitud
Columnas Exteriores
Columnas Interiores
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De edificio de acero de tres plantas
Caragas aplicadas a las estructuras.
Nivel de Techo:
Carga Muerta Total: 212.84 kg/m²
Carga Viva Reducida: 40.00 kg/m²
2 Tanques de almacenamiento de agua potable:
Peso por unidad: 3785 kg.
Nivel 2:
Carga muerta de entrepiso: 438.93 kg/m²
Carga viva reducida de entrepiso: 80.00 kg/m²
Nivel 1:
Carga muerta de entrepiso: 441.21 kg/m²
Carga viva reducida de entrepiso: 250.00 kg/m²
Balcón:
Carga muerta de balcón: 427.09 kg/m²
Carga viva reducida de balcón: 200.00 kg/m²
Paredes:
Carga muerta de paredes: 156.00 kg/m²
Modulo de Elasticidad del acero:
Es: 2040000 kg/cm²
5.4 DETERMINACIÓN DE FUERZA SÍSMICAPOR MÉTODO ESTÁTICO EQUIVALENTE
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De edificio de acero de tres plantas
5.4.1 CÁLCULO DE PESO TOTAL EN CADA NIVEL.
Nivel 1:
Área Peso(m²) (kg.)
278.10 122,699.32
43.95 18,770.56
278.10 69,525.00
43.95 8,790.00
Paredes: 253.82 39,595.92
Σ 259,380.79
Nivel 2:
Área Peso(m²) (kg.)
278.10 122,067.36
43.95 18,770.56
278.10 22,248.00
43.95 8,790.00
Paredes: 240.10 37,455.60
Σ 209,331.52
Nivel Techo:
Área Peso(m²) (kg.)
278.10 59,190.42
278.10 11,124.00
Paredes: 120.05 18,727.80
Tanques: 7570.00Σ 96,612.22
Carga viva reducida de balcón:
Tipo de carga
Carga muerta:
Carga viva reducida:
Carga viva reducida de entrepiso:
Tipo de carga
Carga muerta de entrepiso:
Carga muerta de balcón:
Carga viva reducida de balcón:
Tipo de carga
Carga muerta de entrepiso:
Carga muerta de balcón:
Carga viva reducida de entrepiso:
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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5.4.2 FUERZA DE CORTANTE BASAL.
Nota: El coeficiente sísmico no será incluido en el calculo de "S",
este se introducirá en el Input de las combinaciones del
Programa SAP2000.
S = 565,324.53 kg
5.4.3 DISTRIBUCIÓN VERTICAL DE LA FUERZA SÍSMICA POR NIVEL
Según el Art. 23 del RNC-83 se calcula el periodo fundamental
del edificio, para estructura Tipo 3.
hn (m.) L (m.) T (seg.)Dirección Longitudinal 10.90 27.00 0.19Dirección Transversal 10.90 10.30 0.31
El periodo del edificio en las dos direcciones es menor que 0.5 seg.
por lo tanto α = 1
Aplicando las consideraciones del Art. 30 del RNC-83 para la
distribución de fuerza de corte en los distintos niveles.
Nivel Wi (kg.) hi (m.) Wi* hi Fi ( kg.)Techo (3) 96,612.22 10.90 1,053,073.19 164,741.46
2 209,331.52 7.40 1,549,053.24 242,331.96
1 259,380.79 3.90 1,011,585.09 158,251.11
Σ = 565,324.53 3,613,711.52 565,324.53
∑ iWCS
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De edificio de acero de tres plantas
6 5 4 3 2 1
A
B
C
NIVEL 1.
VL2 VL1 VL1 VL1 VL1
VL2 VL1 VL1 VL1 VL1
VL1 VL1 VL1 VL1VL2
VT2
VT2
VT1
VT1
VT1
VT1
VT1
VT1
VT1
VT1
VT1
VT1
VT2
6 5 4 3 2 1
A
B
C
NIVEL 2.
VL4
VL4
VL4
VT4
VT4
VT3
VT3
VT3
VT3
VT3
VT3
VT3
VT3
VT3
VT3
VL3
VL3
VL3
VL3
VL3
VL3
VL3
VL3
VL3
VL3
VL3
VL3
VT4
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado152
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De edificio de acero de tres plantas
6 5 4 3 2 1
A
B
C
NIVEL DE TECHO.
VL6
VL6
VL6
VT6
VT6
VT5
VT5
VT5
VT5
VT5
VT5
VT5
VT5
VT5
VT5
VL5
VL5
VL5
VL5
VL5
VL5
VL5
VL5
VL5
VL5
VL5
VL5
VT6
A B C
ELEVACION EJE 6
C7 C7 C7 C7
C8 C8 C8 C8
C9 C9 C9 C9
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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De edificio de acero de tres plantas
A B C
ELEVACION EJE 1 y 2
C1 C1 C1
C2 C2C3
C4 C4C3
A B C
ELEVACION EJE 3,4 y 5
C1 C1 C1
C2 C2C3
C5 C5C6
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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De edificio de acero de tres plantas
Inercia y rigidez de vigas utilizadas para el calculo
de las rigideces de piso
Elemento Sección Ix (cm4) L (cm) Kv,x (cm4 /cm)
VL1 W 12x40 12,778.31 600.00 21.30
VL2 W 12x40 12,778.31 300.00 42.59
VL3 W 12x40 12,778.31 600.00 21.30
VL4 W 12x40 12,778.31 300.00 42.59
VL5 W 12x30 9,906.31 600.00 16.51
VL6 W 12x30 9,906.31 300.00 33.02
VT1 W 12x40 12,778.31 515.00 24.81
VT2 W 12x30 9,906.31 343.33 28.85
VT3 W 12x40 12,778.31 515.00 24.81
VT4 W 12x30 9,906.31 343.33 28.85
VT5 W 12x30 9,906.31 515.00 19.24
VT6 W 12x26 8,491.12 343.33 24.73
Inercia y rigidez de columnas utilizadas para el cálculo de lasrigideces de piso.
Elem. Sección Ix (cm4) Iy (cm4) L (cm) Kc,x (cm4 /cm) Kc,y (cm4 /cm)
C1 W14x159 79083.9709 31134.11 390.00 202.78 79.83
C2 W14x90 41585.52 15067.58 350.00 118.82 43.05
C3 W14x90 41585.52 15067.58 350.00 118.82 43.05
C4 W14x61 26638.81 4453.68 350.00 76.11 12.72
C5 W14x43 17814.705 1881.37 350.00 50.90 5.38
C6 W14x48 20187.2241 2139.43 350.00 57.68 6.11
C7 W14x61 26638.81 4453.68 390.00 68.30 11.42
C8 W14x30 12112.33 815.81 350.00 34.61 2.33
C9 W14x30 12112.33 815.81 350.00 34.61 2.33
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De edificio de acero de tres plantas
5.4.4 RIGIDEZ DE PISO EN LA DIRECCIÓN TRANSVERSAL.
Piso Eje Ri
1 25257.20
2 25257.20
1 3 25257.20
4 25257.20
5 25257.20
6 20121.13
1 11010.28
2 11010.28
2 3 11010.28
4 11010.28
5 11010.28
6 11204.741 7898.24
2 7898.24
3 3 7167.12
4 7167.12
5 7167.12
6 10376.83
5.4.5 RIGIDEZ DE PISO EN LA DIRECCIÓN LONGITUDINAL.
Piso Eje Ri
A 30006.15
1 B 29527.30
C 30006.15
A 16976.06
2 B 16877.06
C 16976.06
A 6411.47
3 B 11121.82
C 6411.47
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De edificio de acero de tres plantas
5.4.6 CÁLCULO DE LA LÍNEA DE ACCIÓN DEL CORTANTE EN CADA PISO.
Cálculo del centro de masa de nivel:
6 5 4 3 2 1
A
B
C
PLANTA TIPICA
Area de balcones.
X
Y
ey
Y
ex
XT
X
C.C.
C.T.
V
YT
A1A2
A3
A4
X
Y
B2x
B4x
B1x
B3x
B1,2,4y
B3y
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado157
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
5.4.6.1 Cálculos de Áreas y Brazos:
Área Bx ByA1 247.2 15 6.15
A2 30.9 1.5 6.15
A3 28.5 14.25 0.5
A4 15.45 27.75 6.15
A5 278.1 13.5 6.15Tanque 1 24 3.575
Tanque 2 24 8.725
Nivel de techo:
W (kg/m²) Área Carga (C) (kg) Brazo x (B) C*B212.84 278.1 59190.42 13.5 799070.66
40.00 278.1 11124.00 13.5 150174.00
3785.00 24 90840.003785.00 24 90840.0077884.42 1130924.7
DescripciónCarga Muerta
C. Viva Reducida
Tanque 1Tanque 2
Σ
X
Y
B5x
B5y
A5
Bt1,2,x
Bt1,y
Bt2,y
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado158
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
W (kg/m²) Área Carga (C) (kg) Brazo y (B) C*B212.84 278.1 59190.42 6.15 364021.08
40.00 278.1 11124.00 6.15 68412.60
3785.00 3.575 13531.383785.00 8.725 33024.13
77884.42 478989.18
Centro de masa: X = 1130924.66 / 77884.42 = 14.52 m.
Y = 478989.18 / 77884.42 = 6.15 m.
Segundo Nivel:
W (kg/m²) Área Carga (C) (kg) Brazo x (B) C*B438.93 247.2 108504.32 15 1627564.8
80.00 247.2 19776.00 15 296640.00
427.09 30.9 13197.05 1.5 19795.57
200.00 30.9 6180.00 1.5 9270.00
427.09 28.5 12172.03 14.25 173451.47
200.00 28.5 5700.00 14.25 81225.00
427.09 15.45 6598.52 27.75 183109.01
200.00 15.45 3090.00 27.75 85747.50
175217.92 2476803.4
W (kg/m²) Área Carga (C) (kg) Brazo y (B) C*B438.93 247.2 108504.32 6.15 667301.6
80.00 247.2 19776.00 6.15 121622.40
427.09 30.9 13197.05 6.15 81161.83
200.00 30.9 6180.00 6.15 38007.00
427.09 28.5 12172.03 0.5 6086.02
200.00 28.5 5700.00 0.5 2850.00
427.09 15.45 6598.52 6.15 40580.92
200.00 15.45 3090.00 6.15 19003.50175217.92 976613.3
Centro de masa: X = 2476803.39 / 175217.92 = 14.14 m.
Y = 976613.25 / 175217.92 = 5.57 m.
Σ
Tanque 2
C. V. Red. de balcón
C. V. Red. de balcón
Σ
C.M. de Balcón
C. V. Red. de balcón
DescripciónCM de entrepiso
C. V. Red. de balcón
C.M. de Balcón
C. V. Red. de balcón
Σ
C. V. R. de entrepiso
C.M. de Balcón
C.M. de Balcón
C. V. Red. de balcón
C. V. R. de entrepiso
C.M. de Balcón
C.M. de Balcón
DescripciónCarga Muerta
DescripciónCM de entrpiso
C. Viva Reducida
Tanque 1
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Alberto Isaac Raúdez Salgado159
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Primer Nivel:
W (kg/m²) Área Carga (C) (kg) Brazo x (B) C*B441.21 247.2 109066.06 15 1635990.9
250.00 247.2 61800.00 15 927000.00
427.09 30.9 13197.05 1.5 19795.57
200.00 30.9 6180.00 1.5 9270.00
427.09 28.5 12172.03 14.25 173451.47
200.00 28.5 5700.00 14.25 81225.00
427.09 15.45 6598.52 27.75 183109.01
200.00 15.45 3090.00 27.75 85747.50217803.66 3115589.4
W (kg/m²) Área Carga (C) (kg) Brazo y (B) C*B441.21 247.2 109066.06 6.15 670756
250.00 247.2 61800.00 6.15 380070.00
427.09 30.9 13197.05 6.15 81161.83
200.00 30.9 6180.00 6.15 38007.00
427.09 28.5 12172.03 0.5 6086.02
200.00 28.5 5700.00 0.5 2850.00
427.09 15.45 6598.52 6.15 40580.92
200.00 15.45 3090.00 6.15 19003.50
217803.66 1238515.5
Centro de masa: X = 3115589.44 / 217803.66 = 14.30 m.
Y = 1238515.53 / 217803.66 = 5.69 m.
Línea de acción del cortante en cada piso (Centro de cortante):
N P Fi (kg.) V (kg.) X (m) Y (m) Fix * Y Fiy * X
3 164741.46 14.52 6.15 1013159.97 2392136.71
3 164741.46
2 242331.96 14.14 5.57 1350687.17 3425497.83
2 407073.42
1 158251.11 14.30 5.69 899876.79 2263715.363
1 565324.53
C. V. Red. de balcón
C. V. Red. de balcón
C.M. de Balcón
C. V. Red. de balcón
C.M. de Balcón
Descripción
C. V. Red. de balcón
CM de entrepiso
C. V. R. de entrepiso
Descripción
Σ
C.M. de Balcón
C. V. Red. de balcón
C.M. de Balcón
C. V. Red. de balcón
C.M. de Balcón
C.M. de Balcón
Centro de masa.
Σ
CM de entrepiso
C. V. R. de entrepiso
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Alberto Isaac Raúdez Salgado160
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
N P Σ Fix * Y Σ Fiy * X
3 1013160.0 2392136.71
3 14.52 6.15
2 2363847.1 5817634.5
2 14.29 5.81
1 3263723.9 8081349.9
1 14.30 5.77
Cálculo del centro de torsión en cada piso:
Tercer piso:
Eje Riy Xi Riy * Xi1 25257.20 27.00 681944.42
2 25257.20 21.00 530401.21
3 25257.20 15.00 378858.01
4 25257.20 9.00 227314.81
5 25257.20 3.00 75771.60
6 20121.13 0.00 0.00Σ 146407.13 1894290.05
Eje Rix Yi Rix * Yi A 30006.15 11.30 339069.45
B 29527.30 6.15 181592.90
C 30006.15 1.00 30006.15
Σ 89539.59 550668.50
Centro de torsión: X t = 1894290.05 / 146407.13 = 12.94 m. Y t = 550668.5 / 89539.59 = 6.15 m.
Línea de acción del cortante
VX*Fiy
X ∑=
∑
∑=
Riy
Xi Riy Xt
*
∑
∑=
Rix Yi Rix
Yt *
VY*Fix
=Y
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado161
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Segundo piso:
Eje Riy Xi Riy * Xi1 11010.28 27.00 297277.48
2 11010.28 21.00 231215.82
3 11010.28 15.00 165154.16
4 11010.28 9.00 99092.49
5 11010.28 3.00 33030.83
6 11204.74 0.00 0.00
Σ 66256.13 825770.78
Eje Rix Yi Rix * Yi A 16976.06 11.30 191829.44
B 16877.06 6.15 103793.93
C 16976.06 1.00 16976.06
Σ 50829.17 312599.43
Centro de torsión: X t = 825770.78 / 66256.13 = 12.46 m.
Y t = 312599.43 / 50829.17 = 6.15 m.
Primer piso:
Eje Riy Xi Riy * Xi1 7898.24 27.00 213252.61
2 7898.24 21.00 165863.143 7167.12 15.00 107506.86
4 7167.12 9.00 64504.12
5 7167.12 3.00 21501.37
6 10376.83 0.00 0.00
Σ 47674.69 572628.11
Eje Rix Yi Rix * Yi A 6411.47 11.30 72449.57
B 11121.82 6.15 68399.21
C 6411.47 1.00 6411.47Σ 23944.76 147260.25
Centro de torsión: X t = 572628.11 / 47674.69 = 12.01 m.
Y t = 147260.25 / 23944.76 = 6.15 m.
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado162
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De edificio de acero de tres plantas
Calculo de la excentricidades:
X (m.) Y (m.) X t (m.) Y t (m.) e x (m.) e y (m.)
3 14.52 6.15 12.94 6.15 1.58 0.00
2 14.29 5.81 12.46 6.15 1.83 0.34
1 14.30 5.77 12.01 6.15 2.28 0.38
5.4.6.2 Calculo de excentricidad mínima.
Según art. 30 R.N.C. La excentricidad a considerar en el análisis de
torsión no debe ser menor de 0.05 * H
Donde H es la máxima longitud del edificio del piso i, normal a la direc-
ción de análisis.
H en la dirección de la excentricidad en X = 27.00 m.
H en la dirección de la excentricidad en Y = 10.30 m.
e x (min) = 0.05 * 27 = 1.35 m.
e y (min) = 0.05 * 10.3 = 0.52 m.
5.4.6.3 Calculo de los momentos torsionantes.
Nivel Vx (kg.) Vy (kg.) Mtx (kg.*m.) Mty (kg.*m.)3 164741.46 164741.46 84841.85 260627.79
2 407073.42 407073.42 209642.81 744151.63
1 565324.53 565324.53 291142.13 1291149.73
X : Sentido longitudinal. Y: Sentido transversal.
Centro de torsión ExcentricidadesPiso
Centro de Cortante
Yt Y ey Xt X ex −;
ey Vx Mtx * ex Vy Mty *
Nota: Se utilizarán los valores máximos
de las
excentricidades mínimas que propone el
reglamento y las obtenidas en los
cálculos previos.
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado163
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De edificio de acero de tres plantas
5.4.6.4 Cálculo del cortante directo de piso por marco.
Marcos transversales:
Piso Eje Vi. (kg)1 25257.20 Kg/cm. 97526.09
2 25257.20 Kg/cm. 97526.09
1 3 25257.20 Kg/cm. 97526.09
4 25257.20 Kg/cm. 97526.09
5 25257.20 Kg/cm. 97526.09
6 20121.13 Kg/cm. 77694.08
Σ 146407.13 565324.53
Piso Eje Vi. (kg)
1 11010.28 Kg/cm. 67646.44
2 11010.28 Kg/cm. 67646.44
2 3 11010.28 Kg/cm. 67646.44
4 11010.28 Kg/cm. 67646.44
5 11010.28 Kg/cm. 67646.44
6 11204.74 Kg/cm. 68841.23
Σ 66256.13 407073.4188
Piso Eje Vi. (kg)1 7898.24 Kg/cm. 27292.64
2 7898.24 Kg/cm. 27292.64
3 3 7167.12 Kg/cm. 24766.23
(techo) 4 7167.12 Kg/cm. 24766.23
5 7167.12 Kg/cm. 24766.23
6 10376.83 Kg/cm. 35857.48
Σ 47674.69 164741.46
Rigidez del piso
Rigidez del piso
Rigidez del piso
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Marcos longitudinales:
Piso Eje Vi. (kg) A 30006.15 Kg/cm. 189449.27
1 B 29527.30 Kg/cm. 186425.99
C 30006.15 Kg/cm. 189449.27
Σ 89539.59 565324.53
Piso Eje Vi. (kg) A 16976.06 Kg/cm. 135955.41
2 B 16877.06 Kg/cm. 135162.59
C 16976.06 Kg/cm. 135955.41
Σ 50829.17 407073.42
Piso Eje Vi. (kg) A 6411.47 Kg/cm. 44111.30
3 (techo) B 11121.82 Kg/cm. 76518.85
C 6411.47 Kg/cm. 44111.30
Σ 23944.76 164741.46
5.4.6.5 Cálculo de cortantes torsionantes y cortantes totales de pisopor marco.
Piso 1:
Eje Rix Yit Rix*Yit Rix*Yit² A 30006.15 5.15 154531.65 795838.01
B 29527.30 0.00 0.00 0.00
C 30006.15 5.15 154531.65 795838.01
Σ 1591676.03
Eje Riy Xit Riy*Xit Riy*Xit²1 25257.20 14.99 378576.28 5674421.52
2 25257.20 8.99 227033.08 2040765.33
3 25257.20 2.99 75489.88 225627.59
4 25257.20 3.01 76053.33 229008.31
5 25257.20 9.01 227596.53 2050907.47
6 20121.13 12.01 241677.97 2902831.43
Σ 13123561.64
Constante de torsión: Rix*Yit2 + Riy*Xit2 = 14715237.67
Efecto del 100 % de Vx y 30% de Vy:
Rigidez del piso
Rigidez del entrepiso
Rigidez del piso
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De edificio de acero de tres plantas
Efecto de0.30*Vy
Eje DIRECTO TORSIÓN TOTAL TORSIÓN A 189449.27 -3057.42 189449.27 -4067.69
B 186425.99 0.00 186425.99 0.00
C 189449.27 3057.42 196574.38 4067.69
Σ 565324.53
Efecto deVx
Eje DIRECTO TORSIÓN TOTAL TORSIÓN1 29257.83 9965.15 46713.14 7490.16
2 29257.83 5976.13 39725.82 4491.87
3 29257.83 1987.10 32738.50 1493.57
4 29257.83 -2001.93 29257.83 -1504.725 29257.83 -5990.96 29257.83 -4503.02
6 23308.22 -6361.62 23308.22 -4781.62
Σ 169597.36
Efecto del 100 % de Vy y 30% de Vx:
Efecto deVy
Eje DIRECTO TORSIÓN TOTAL TORSIÓN A 56834.78 -917.23 56834.78 -13558.97
B 55927.80 0.00 55927.80 0.00
C 56834.78 917.23 71310.98 13558.97
Σ 169597.36
Efecto de
0.30*Vx
Eje DIRECTO TORSIÓN TOTAL TORSIÓN1 97526.09 33217.18 132990.32 2247.05
2 97526.09 19920.42 118794.07 1347.56
3 97526.09 6623.66 104597.82 448.07
4 97526.09 -6673.10 97526.09 -451.42
5 97526.09 -19969.86 97526.09 -1350.90
6 77694.08 -21205.40 77694.08 -1434.49
Σ 565324.53
Piso 2:
Efecto de Vx
Efecto de 0.30*Vy
Efecto de 0.30*Vx
Efecto de Vy
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Alberto Isaac Raúdez Salgado166
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Eje Rix Yit Rix*Yit Rix*Yit2
A 16976.06 5.15 87426.69 450247.46
B 16877.06 0.00 0.00 0.00
C 16976.06 5.15 87426.69 450247.46
Σ 900494.93
Eje Riy Xit Riy*Xit Riy*Xit2
1 11010.28 14.54 160052.97 2326640.08
2 11010.28 8.54 93991.30 802374.46
3 11010.28 2.54 27929.64 70848.79
4 11010.28 3.46 38132.02 132063.08
5 11010.28 9.46 104193.68 986017.31
6 11204.74 12.46 139648.21 1740479.11
Σ 6058422.83
Constante de torsión: Rix*Yit2 + Riy*Xit2 = 6958917.76
Efecto del 100 % de Vx y 30% de Vy:
Efecto de0.30*Vy
Eje DIRECTO TORSIÓN TOTAL TORSIÓN
A 135955.41 -2633.80 135955.41 -2804.69B 135162.59 0.00 135162.59 0.00
C 135955.41 2633.80 141393.90 2804.69
Σ 407073.42
Efecto de
Vx
Eje DIRECTO TORSIÓN TOTAL TORSIÓN1 20293.93 5134.58 30250.23 4821.72
2 20293.93 3015.29 26140.78 2831.56
3 20293.93 896.00 22031.33 841.404 20293.93 -1223.29 21442.69 1148.76
5 20293.93 -3342.58 20293.93 -3138.92
6 20652.37 -4479.98 20652.37 -4207.01
Σ 122122.03
Efecto del 100 % de Vy y 30% de Vx:
Efecto de Vx
Efecto de 0.30*Vy
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado167
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Efecto deVy
Eje DIRECTO TORSIÓN TOTAL TORSIÓN A 40786.62 -790.14 40786.62 -9348.97
B 40548.78 0.00 40548.78 0.00
C 40786.62 790.14 50925.73 9348.97
Σ 122122.03
Efecto de
0.30*Vx
Eje DIRECTO TORSIÓN TOTAL TORSIÓN1 67646.44 17115.26 86208.21 1446.52
2 67646.44 10050.96 78546.86 849.47
3 67646.44 2986.66 70885.51 252.42
4 67646.44 -4077.65 67991.07 344.63
5 67646.44 -11141.95 67646.44 -941.67
6 68841.23 -14933.28 68841.23 -1262.10
Σ 407073.42
Piso 3:
Eje Rix Yit Rix*Yit Rix*Yit2
A 6411.47 5.15 33019.05 170048.12
B 11121.82 0.00 0.00 0.00
C 6411.47 5.15 33019.05 170048.12
Σ 340096.25
Eje Riy Xit Riy*Xit Riy*Xit2
1 7898.24 14.06 111061.10 1561684.57
2 7898.24 8.06 63671.63 513288.22
3 7167.12 2.06 14774.96 30458.44
4 7167.12 3.94 28227.79 111175.40
5 7167.12 9.94 71230.53 707925.28
6 10376.83 12.94 134260.74 1737133.86
Σ 4661665.78
Constante de torsión: Rix*Yit2 + Riy*Xit2 = 5001762.03
Efecto del 100 % de Vx y 30% de Vy:
Efecto de 0.30*Vx
Efecto de Vy
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado168
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Efecto de0.30*Vy
Eje DIRECTO TORSIÓN TOTAL TORSIÓN A 44111.30 560.08 44671.39 -516.16
B 76518.85 0.00 76518.85 0.00
C 44111.30 560.08 45187.54 516.16
Σ 164741.46
Efecto de
Vx
Eje DIRECTO TORSIÓN TOTAL TORSIÓN1 8187.79 1736.12 11807.78 1883.86
2 8187.79 995.32 10263.14 1080.02
3 7429.87 230.96 7911.45 250.62
4 7429.87 -441.26 7908.68 478.81
5 7429.87 -1113.49 8638.11 1208.24
6 10757.24 -2098.79 13034.63 2277.38
Σ 49422.44
Efecto del 100 % de Vy y 30% de Vx:
Efecto deVy
Eje DIRECTO TORSIÓN TOTAL TORSIÓN A 13233.39 168.02 13401.42 -1720.53
B 22955.66 0.00 22955.66 0.00
C 13233.39 168.02 15121.95 1720.53
Σ 49422.44
Efecto de
0.30*Vx
Eje DIRECTO TORSIÓN TOTAL TORSIÓN1 27292.64 5787.08 33644.88 565.16
2 27292.64 3317.75 30934.40 324.01
3 24766.23 769.88 25611.30 75.19
4 24766.23 -1470.87 24909.87 143.64
5 24766.23 -3711.62 25128.70 362.47
6 35857.48 -6995.95 36540.70 683.22
Σ 164741.46
5.4.6.6 Distribución de la fuerza sísmica en extremo del marco
Efecto de Vx
Efecto de 0.30*Vy
Efecto de 0.30*Vx
Efecto de Vy
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Alberto Isaac Raúdez Salgado169
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
en cada nivel.
Sismo en dirección transversal (100 %):
Nivel Eje1 46782.10 kg.
2 40247.21 kg.
1 3 33712.31 kg.
4 29535.02 kg.
5 29879.65 kg.
6 8852.85 kg.
1 52563.33 kg.
2 47612.46 kg.
2 3 45274.22 kg.
4 43081.19 kg.
5 42517.74 kg.6 32300.53 kg.
1 33644.88 kg.
2 30934.40 kg.
3 3 25611.30 kg.
4 24909.87 kg.
5 25128.70 kg.
6 36540.70 kg.
Sismo en dirección longitudinal (100 %):
Nivel Eje A 53493.86 kg.
1 B 51263.40 kg.
C 55180.48 kg.
A 91284.03 kg.
2 B 58643.74 kg.
C 96206.4 kg.
A 44671.39 kg.
3 B 76518.85 kg.C 45187.54 kg.
Sismo en dirección transversal (30 %):
Sismo
Sismo
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado170
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Nivel Eje1 16462.91 kg.
2 13585.04 kg.
1 3 10707.17 kg.
4 7815.14 kg.5 8963.90 kg.
6 2655.86 kg.
1 18442.45 kg.
2 15877.64 kg.
2 3 14119.88 kg.
4 13534.01 kg.
5 11655.82 kg.
6 7617.74 kg.
1 11807.78 kg.
2 10263.14 kg.3 3 7911.45 kg.
4 7908.68 kg.
5 8638.11 kg.
6 13034.63 kg.
Sismo en dirección longitudinal (30 %):
Nivel Eje A 16048.16 kg.
1 B 15379.02 kg.
C 20385.25 kg.
A 27385.21 kg.
2 B 17593.12 kg.
C 35803.79 kg.
A 13401.42 kg.
3 B 22955.66 kg.
C 15121.95 kg.
5.4.5.7 Distribución de la fuerza sísmica en los nodos del marco
Sismo
Sismo
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado171
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
en cada nivel.
Sismo en dirección transversal (100 %):
Nivel intersección Sismo (Kg.)
1-A 202.78 cm3
15594.03
1 1-B 202.78 cm3
15594.03
1-C 202.78 cm3
15594.03
Σ 608.34 cm3 46782.10
Nivel intersección Sismo (Kg.)
2-A 202.78 cm3
13415.74
1 2-B 202.78 cm3
13415.74
2-C 202.78 cm
3
13415.74Σ 608.34 cm
3 40247.21
Nivel intersección Sismo (Kg.)
3-A 202.78 cm3
11237.44
1 3-B 202.78 cm3
11237.44
3-C 202.78 cm3
11237.44
Σ 608.34 cm3 33712.31
Nivel intersección Sismo (Kg.)
4-A 202.78 cm3
9845.01
1 4-B 202.78 cm3
9845.01
4-C 202.78 cm3
9845.01
Σ 608.34 cm3 29535.02
Nivel intersección Sismo (Kg.)
5-A 202.78 cm3
9959.88
1 5-B 202.78 cm3
9959.88
5-C 202.78 cm3
9959.88Σ 608.34 cm
3 29879.65
Nivel intersección Sismo (Kg.)Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado172
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
6-A 68.30 cm3
2213.21
1 6-B´ 68.30 cm3
2213.21
6-B" 68.30 cm3
2213.21
6-C 68.30 cm3
2213.21
Σ 273.22 cm3 8852.85
Nivel intersección Sismo (Kg.)
1-A 118.82 cm3
17521.11
2 1-B 118.82 cm3
17521.11
1-C 118.82 cm3
17521.11
Σ 356.45 cm3 52563.33
Nivel intersección Sismo (Kg.)
2-A 118.82 cm3 15870.82
2 2-B 118.82 cm3
15870.82
2-C 118.82 cm3
15870.82
Σ 356.45 cm3 47612.46
Nivel intersección Sismo (Kg.)
3-A 118.82 cm3
15091.41
2 3-B 118.82 cm3
15091.41
3-C 118.82 cm3
15091.41
Σ 356.45 cm3 45274.22
Nivel intersección Sismo (Kg.)
4-A 118.82 cm3
14360.40
2 4-B 118.82 cm3
14360.40
4-C 118.82 cm3
14360.40
Σ 356.45 cm3 43081.19
Nivel intersección Sismo (Kg.)
5-A 118.82 cm3 14172.58
2 5-B 118.82 cm3
14172.58
5-C 118.82 cm3
14172.58
Σ 356.45 cm3 42517.74
Nivel intersección Sismo (Kg.)
6-A 34.61 cm3
8075.13
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado173
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
2 6-B´ 34.61 cm3
8075.13
6-B" 34.61 cm3
8075.13
6-C 34.61 cm3
8075.13
Σ 138.43 cm3 32300.53
Nivel intersección Sismo (Kg.)
1-A 76.11 cm3
9447.92
3 1-B 118.82 cm3
14749.04
1-C 76.11 cm3
9447.92
Σ 271.04 cm3 33644.88
Nivel intersección Sismo (Kg.)
2-A 76.11 cm3
8686.78
3 2-B 118.82 cm3 13560.83
2-C 76.11 cm3
8686.78
Σ 271.04 cm3 30934.40
Nivel intersección Sismo (Kg.)
3-A 50.90 cm3
8174.22
3 3-B 57.68 cm3
9262.85
3-C 50.90 cm3
8174.22
Σ 159.48 cm3 25611.30
Nivel intersección Sismo (Kg.)
4-A 50.90 cm3
7950.35
3 4-B 57.68 cm3
9009.16
4-C 50.90 cm3
7950.35
Σ 159.48 cm3 24909.87
Nivel intersección Sismo (Kg.)
5-A 50.90 cm3
8020.20
3 5-B 57.68 cm3 9088.31
5-C 50.90 cm3
8020.20
Σ 159.48 cm3 25128.70
Nivel Intersección Sismo (Kg.)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado174
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
6-A 34.61 cm3
9135.17
3 6-B´ 34.61 cm3
9135.17
6-B" 34.61 cm3
9135.17
6-C 34.61 cm3
9135.17
Σ 138.43 cm3 36540.70
Sismo en dirección longitudinal (100 %):
Nivel Intersección Sismo (Kg.)
A-1 79.83 cm3
10401.20
A-2 79.83 cm3
10401.20
1 A-3 79.83 cm3
10401.20
A-4 79.83 cm3
10401.20 A-5 79.83 cm
310401.20
A-6 11.42 cm3
1487.87
Σ 410.57 cm3 53493.86
Nivel Intersección Sismo (Kg.)
B-1 79.83 cm3
10252.68
B-2 79.83 cm3
10252.68
1 B-3 79.83 cm3
10252.68
B-4 79.83 cm3 10252.68
B-5 79.83 cm3
10252.68
B-6 0 cm3
0.00
Σ 399.16 cm3 51263.40
Nivel Intersección Sismo (Kg.)
C-1 79.83 cm3
10729.14
C-2 79.83 cm3
10729.14
1 C-3 79.83 cm3
10729.14
C-4 79.83 cm3 10729.14
C-5 79.83 cm3
10729.14
C-6 11.42 cm3
1534.78
Σ 410.57 cm3 55180.48
Nivel Intersección Sismo (Kg.)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado175
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
A-1 43.05 cm3
18061.23
A-2 43.05 cm3
18061.23
2 A-3 43.05 cm3
18061.23
A-4 43.05 cm3
18061.23
A-5 43.05 cm3 18061.23
A-6 2.33 cm3
977.90
Σ 217.58 cm3 91284.03
Nivel Intersección Sismo (Kg.)
B-1 43.05 cm3
11728.75
B-2 43.05 cm3
11728.75
2 B-3 43.05 cm3
11728.75
B-4 43.05 cm3
11728.75
B-5 43.05 cm3 11728.75
B-6 0 cm3
0.00
Σ 215.25 cm3 58643.74
Nivel Intersección Sismo (Kg.)
C-1 43.05 cm3
19035.15
C-2 43.05 cm3
19035.15
2 C-3 43.05 cm3
19035.15
C-4 43.05 cm3
19035.15
C-5 43.05 cm3
19035.15
C-6 2.33 cm3
1030.63
Σ 217.58 cm3 96206.36
Nivel Intersección Sismo (Kg.)
A-1 12.72 cm3
12946.48
A-2 12.72 cm3
12946.48
3 A-3 5.38 cm3
5468.98
A-4 5.38 cm3
5468.98 A-5 5.38 cm
35468.98
A-6 2.33 cm3
2371.49
Σ 43.91 cm3 44671.39
Nivel Intersección Sismo (Kg.)
B-1 43.05 cm3
31541.59
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado176
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
B-2 43.05 cm3
31541.59
3 B-3 6.11 cm3
4478.56
B-4 6.11 cm3
4478.56
B-5 6.11 cm3
4478.56
B-6 0 cm3 0.00
Σ 104.44 cm3 76518.85
Nivel Intersección Sismo (Kg.)
C-1 12.72 cm3
13096.07
C-2 12.72 cm3
13096.07
3 C-3 5.38 cm3
5532.17
C-4 5.38 cm3
5532.17
C-5 5.38 cm3 5532.17
C-6 2.33 cm3
2398.89
Σ 43.91 cm3 45187.54
5.4.5.8 Distribución de la fuerza sísmica en los nodos del marcoen cada nivel.
Sismo en dirección transversal (30 %):
Nivel intersección Sismo (Kg.)1-A 202.78 cm
35487.64
1 1-B 202.78 cm3
5487.64
1-C 202.78 cm3
5487.64
Σ 608.34 cm3 16462.91
Nivel intersección Sismo (Kg.)
2-A 202.78 cm3
4528.35
1 2-B 202.78 cm3
4528.35
2-C 202.78 cm3
4528.35Σ 608.34 cm
3 13585.04
Nivel intersección Sismo (Kg.)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
3-A 202.78 cm3
3569.06
1 3-B 202.78 cm3
3569.06
3-C 202.78 cm3
3569.06
Σ 608.34 cm3 10707.17
Nivel intersección Sismo (Kg.)
4-A 202.78 cm3
2605.05
1 4-B 202.78 cm3
2605.05
4-C 202.78 cm3
2605.05
Σ 608.34 cm3 7815.14
Nivel intersección Sismo (Kg.)
5-A 202.78 cm3
2987.97
1 5-B 202.78 cm3 2987.97
5-C 202.78 cm3
2987.97
Σ 608.34 cm3 8963.90
Nivel intersección Sismo (Kg.)
6-A 68.30 cm3
663.96
1 6-B´ 68.30 cm3
663.96
6-B" 68.30 cm3
663.96
6-C 68.30 cm3
663.96
Σ 273.22 cm3 2655.86
Nivel intersección Sismo (Kg.)
1-A 118.82 cm3
6147.48
2 1-B 118.82 cm3
6147.48
1-C 118.82 cm3
6147.48
Σ 356.45 cm3 18442.45
Nivel intersección Sismo (Kg.)
2-A 118.82 cm3 5292.55
2 2-B 118.82 cm3
5292.55
2-C 118.82 cm3
5292.55
Σ 356.45 cm3 15877.64
Nivel intersección Sismo (Kg.)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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De edificio de acero de tres plantas
3-A 118.82 cm3
4706.63
2 3-B 118.82 cm3
4706.63
3-C 118.82 cm3
4706.63
Σ 356.45 cm3 14119.88
Nivel intersección Sismo (Kg.)
4-A 118.82 cm3
4511.34
2 4-B 118.82 cm3
4511.34
4-C 118.82 cm3
4511.34
Σ 356.45 cm3 13534.01
Nivel intersección Sismo (Kg.)
5-A 118.82 cm3
3885.27
2 5-B 118.82 cm3 3885.27
5-C 118.82 cm3
3885.27
Σ 356.45 cm3 11655.82
Nivel intersección Sismo (Kg.)
6-A 34.61 cm3
1904.43
2 6-B´ 34.61 cm3
1904.43
6-B" 34.61 cm3
1904.43
6-C 34.61 cm3
1904.43
Σ 138.43 cm3 7617.74
Nivel intersección Sismo (Kg.)
1-A 76.11 cm3
3315.78
3 1-B 118.82 cm3
5176.22
1-C 76.11 cm3
3315.78
Σ 271.04 cm3 11807.78
Nivel intersección Sismo (Kg.)
2-A 76.11 cm3 2882.02
3 2-B 118.82 cm3
4499.09
2-C 76.11 cm3
2882.02
Σ 271.04 cm3 10263.14
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Nivel intersección Sismo (Kg.)
3-A 50.90 cm3
2525.06
3 3-B 57.68 cm3
2861.34
3-C 50.90 cm3
2525.06
Σ 159.48 cm3
7911.45
Nivel intersección Sismo (Kg.)
4-A 50.90 cm3
2524.17
3 4-B 57.68 cm3
2860.34
4-C 50.90 cm3
2524.17
Σ 159.48 cm3 7908.68
Nivel intersección Sismo (Kg.)
5-A 50.90 cm3 2756.98
3 5-B 57.68 cm3
3124.15
5-C 50.90 cm3
2756.98
Σ 159.48 cm3 8638.11
Nivel Intersección Sismo (Kg.)
6-A 34.61 cm3
3258.66
3 6-B´ 34.61 cm3
3258.66
6-B" 34.61 cm3
3258.66
6-C 34.61 cm3
3258.66
Σ 138.43 cm3 13034.63
Sismo en dirección longitudinal (30 %):
Nivel Intersección Sismo (Kg.)
A-1 79.83 cm3
3120.36
A-2 79.83 cm3
3120.36
1 A-3 79.83cm
3
3120.36 A-4 79.83 cm
33120.36
A-5 79.83 cm3
3120.36
A-6 11.42 cm3
446.36
Σ 410.57 cm3 16048.16
Nivel Intersección Sismo (Kg.)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado180
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
B-1 79.83 cm3
3075.80
B-2 79.83 cm3
3075.80
1 B-3 79.83 cm3
3075.80
B-4 79.83 cm3
3075.80
B-5 79.83 cm3 3075.80
B-6 0 cm3
0.00
Σ 399.16 cm3 15379.02
Nivel Intersección Sismo (Kg.)
C-1 79.83 cm3
3963.65
C-2 79.83 cm3
3963.65
1 C-3 79.83 cm3
3963.65
C-4 79.83 cm
3
3963.65C-5 79.83 cm
33963.65
C-6 11.42 cm3
566.99
Σ 410.57 cm3 20385.25
Nivel Intersección Sismo (Kg.)
A-1 43.05 cm3
5418.37
A-2 43.05 cm3
5418.37
2 A-3 43.05 cm3
5418.37
A-4 43.05 cm3 5418.37
A-5 43.05 cm3
5418.37
A-6 2.33 cm3
293.37
Σ 217.58 cm3 27385.21
Nivel Intersección Sismo (Kg.)
B-1 43.05 cm3
3518.62
B-2 43.05 cm3
3518.62
2 B-3 43.05cm
3
3518.62B-4 43.05 cm
33518.62
B-5 43.05 cm3
3518.62
B-6 0 cm3
0.00
Σ 215.25 cm3 17593.12
Nivel Intersección Sismo (Kg.)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
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De edificio de acero de tres plantas
C-1 43.05 cm3
7084.05
C-2 43.05 cm3
7084.05
2 C-3 43.05 cm3
7084.05
C-4 43.05 cm3
7084.05
C-5 43.05 cm3 7084.05
C-6 2.33 cm3
383.55
Σ 217.58 cm3 35803.79
Nivel Intersección Sismo (Kg.)
A-1 12.72 cm3
3883.94
A-2 12.72 cm3
3883.94
3 A-3 5.38 cm3
1640.69
A-4 5.38 cm
3
1640.69 A-5 5.38 cm
31640.69
A-6 2.33 cm3
711.45
Σ 43.91 cm3 13401.42
Nivel Intersección Sismo (Kg.)
B-1 43.05 cm3
9462.48
B-2 43.05 cm3
9462.48
3 B-3 6.11 cm3
1343.57
B-4 6.11 cm3 1343.57
B-5 6.11 cm3
1343.57
B-6 0 cm3
0.00
Σ 104.44 cm3 22955.66
Nivel Intersección Sismo (Kg.)
C-1 12.72 cm3
4382.58
C-2 12.72 cm3
4382.58
3 C-3 5.38 cm3
1851.33
C-4 5.38 cm3
1851.33
C-5 5.38 cm3
1851.33
C-6 2.33 cm3
802.79
Σ 43.91 cm3 15121.95
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Rigidez de columna (I/L)
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado182
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De edificio de acero de tres plantas
5.4.5.9 Revisión del Volcamiento.
Nivel Fi hi Fi * hi
Techo (3) 164,741.46 10.90 1795681.9
2 242,331.96 7.40 1793256.505
1 158,251.11 3.90 617179.3375
Σ = 4206117.742
Mv = 4206117.74 kg*m
Momento Resistente al Volcamiento.
El análisis de volteo de hará en la dirección transversal del edificio por ser
la más inestable que la dirección longitudinal. El eje de volteo será el eje A
Por lo que :
Bi = 11.3 m. - Y
Donde:
El valor de 10.3 m. es la longitud transversal del edificio incluyendo balcón.
Y : Es el valor de la coordenada en Y del centro de masa de el nivel analizado.
y que fué calculado en 5.7.6.1 de este capítulo.
Nivel Wi (kg.) Bi Wi * Bi
Techo (3) 164,741.46 5.15 848418.5124
2 242,331.96 5.73 1387663.975
1 158,251.11 5.61 888360.7738
Estructura 217,253.44 5.15 1118855.216
Σ = 4243298.477
F.S. = 1.01 O.K.!
∑ i i v hF M *
∑ i i R BW M *
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Alberto Isaac Raúdez Salgado183
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De edificio de acero de tres plantas
5.4.5.10 Clasificación del Sistema de Piso.
Geometria propuesta
Espesor de relleno de concreto = tf= 2 pulgPeralte de lamina troquelada = h= 1.5 pulg
lamina inferior de apoyo: t1= 0
calibre de la lamina en cuestion: t2= 0.0625 pulg.
t`2= 0.0625 pulg
calculo del centroide de la lamina
2
1 1/2
1/2 4 1/2
2 29
Espesor de lámina: 1/16"
c = 0.0625 pulg. 0.159 cm
A = 19.7 cm2/ m
cg = 0.885 cm
I = 47.0 cm4
/ mS = 24.7 cm
3/ m
Propiedades Geométricas y peso
Lamina Troquelada Tipo 9A
Cerámica
Relleno de concreto
Concreto en troquel
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado184
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De edificio de acero de tres plantas
Ancho efectivo de la lámina b: 1.00 m
b= 3.28 pies
Centroide de la lamina : yo= 1.64 pies
s= 3.28 pies3
Longitud del claro entre apoyos (Análisis de nivel de techo): 1.03 m
lv= 3.38 pies Ancho efectivo entre soldaduras d= 3.28 pies
Peso volumetrico del concreto : pvc= 2400.00 kg/m²
149.83 lb/ft3
Resistencia a la compresión del concreto: f`c= 3000.00 lb/pulg²
q1= 1701.6
q´6= 1004.5
q"6= 253.0
qd= 2959.0
Factor de flexibilidad F:
F= 0.159 <<1 Losa rígida
Si el valor de F es menor que la unidad; se considera el sistema de piso
como un diafragma rigido, (Sismic Design for Buildings NAV FAC P-355)
Por lo tanto se sustenta el procedimiento de distribucion de la fuerza sismi-
ca a los miembros resistente por medio de rigideces, procedimiento reali-
zado en Método Estático Equivalente.
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado185
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De edificio de acero de tres plantas
Radios de Interacción
Longitud Radio dem Interacción
1 W14X61 4.4 COMB7 (H2-1) 0.70
2 W14X30 3.5 COMB5 (H1-3) 0.66
3 W14X30 3 COMB5 (H1-3) 0.58
4 W14X61 4.4 COMB7 (H1-3) 0.63
5 W14X30 3.5 COMB5 (H1-1) 0.67
6 W14X30 3 COMB7 (H1-3) 0.40
7 W14X61 4.4 COMB7 (H1-3) 0.61
8 W14X30 3.5 COMB5 (H1-1) 0.69
9 W14X30 3 COMB7 (H1-3) 0.3810 W14X61 4.4 COMB7 (H1-3) 0.75
11 W14X30 3.5 COMB7 (H1-3) 0.70
12 W14X30 3 COMB7 (H1-3) 0.60
13 W14X159 4.4 COMB7 (H1-3) 0.84
14 W14X90 3.5 COMB7 (H1-3) 0.57
15 W14X43 3 COMB5 (H1-3) 0.96
16 W14X159 4.4 COMB7 (H1-3) 0.86
17 W14X90 3.5 COMB7 (H1-3) 0.61
18 W14X48 3 COMB5 (H1-1) 0.98
19 W14X159 4.4 COMB7 (H1-3) 0.8520 W14X90 3.5 COMB7 (H1-3) 0.53
21 W14X43 3 COMB7 (H1-3) 0.89
62 W14X159 4.4 COMB7 (H1-3) 0.86
63 W14X90 3.5 COMB7 (H1-3) 0.53
64 W14X43 3 COMB5 (H1-3) 0.84
65 W14X159 4.4 COMB7 (H1-3) 0.90
66 W14X90 3.5 COMB7 (H1-3) 0.53
67 W14X48 3 COMB7 (H1-3) 0.90
68 W14X159 4.4 COMB7 (H1-3) 0.86
69 W14X90 3.5 COMB7 (H1-3) 0.5170 W14X43 3 COMB7 (H1-3) 0.92
71 W14X159 4.4 COMB7 (H1-3) 0.86
72 W14X90 3.5 COMB7 (H1-3) 0.54
73 W14X43 3 COMB5 (H1-3) 0.86
74 W14X159 4.4 COMB7 (H1-3) 0.90
75 W14X90 3.5 COMB7 (H1-3) 0.53
76 W14X48 3 COMB7 (H1-3) 0.89
Elemento Sección Combo Ecuación
5.5 Diseño de Elementos EstructuralesPrincipales en Sap2000
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado186
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
78 W14X159 4.4 COMB7 (H1-3) 0.87
79 W14X90 3.5 COMB7 (H1-3) 0.51
80 W14X43 3 COMB7 (H1-3) 0.91
89 W14X159 4.4 COMB7 (H1-3) 0.87
90 W14X90 3.5 COMB7 (H1-3) 0.56
91 W14X61 3 COMB5 (H1-3) 0.7692 W14X159 4.4 COMB7 (H1-3) 0.92
93 W14X90 3.5 COMB5 (H1-3) 0.72
94 W14X90 3 COMB5 (H1-3) 0.62
95 W14X159 4.4 COMB7 (H1-3) 0.88
96 W14X90 3.5 COMB7 (H1-3) 0.53
97 W14X61 3 COMB7 (H1-3) 0.76
98 W14X159 4.4 COMB7 (H1-3) 0.86
99 W14X90 3.5 COMB7 (H1-3) 0.58
100 W14X61 3 COMB7 (H1-3) 0.71
101 W14X159 4.4 COMB7 (H1-3) 0.92102 W14X90 3.5 COMB7 (H1-3) 0.76
103 W14X90 3 COMB3 (H1-3) 0.61
104 W14X159 4.4 COMB7 (H1-3) 0.87
105 W14X90 3.5 COMB7 (H1-3) 0.56
106 W14X61 3 COMB7 (H1-3) 0.77
107 W12X30 3.433 COMB2 (H1-3) 0.27
108 W12X30 3.434 COMB2 (H1-3) 0.22
109 W12X30 3.433 COMB2 (H1-3) 0.30
110 W12X30 3.433 COMB2 (H1-3) 0.17
111 W12X30 3.434 COMB2 (H1-3) 0.15112 W12X30 3.433 COMB2 (H1-3) 0.19
113 W12X26 3.433 COMB2 (H1-3) 0.20
114 W12X26 3.434 COMB2 (H1-3) 0.16
115 W12X26 3.433 COMB2 (H1-3) 0.22
116 W12X40 5.15 COMB2 (H1-3) 0.54
117 W12X40 5.15 COMB2 (H1-3) 0.53
118 W12X40 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.48
119 W12X40 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.48
120 W12X30 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.40
121 W12X30 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.40
122 W12X40 5.15 COMB2 (H1-3) 0.45
123 W12X40 5.15 COMB2 (H1-3) 0.45
124 W12X40 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.32
125 W12X40 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.33
126 W12X30 5.15 COMB2 (H1-3) 0.33
127 W12X30 5.15 COMB2 (H1-3) 0.32
128 W12X40 5.15 COMB2 (H1-3) 0.45
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado187
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
129 W12X40 5.15 COMB2 (H1-3) 0.45
130 W12X40 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.32
131 W12X40 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.33
132 W12X30 5.15 COMB2 (H1-3) 0.32
133 W12X30 5.15 COMB2 (H1-3) 0.31
134 W12X40 5.15 COMB2 (H1-3) 0.45135 W12X40 5.15 COMB2 (H1-3) 0.45
136 W12X40 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.32
137 W12X40 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.33
138 W12X30 5.15 COMB2 (H1-3) 0.33
139 W12X30 5.15 COMB2 (H1-3) 0.32
141 W12X40 5.15 COMB2 (H1-3) 0.49
142 W12X40 5.15 COMB2 (H1-3) 0.48
143 W12X40 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.38
144 W12X40 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.39
145 W12X30 5.15 COMB2 (H1-3) 0.30146 W12X30 5.15 COMB2 (H1-3) 0.28
147 W12X40 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.45
148 W12X40 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.45
149 W12X40 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.38
150 W12X40 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.38
151 W12X30 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.24
152 W12X30 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.24
153 W12X40 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.46
154 W12X40 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.46
155 W12X40 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.38156 W12X40 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.38
157 W12X30 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.25
158 W12X30 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.25
159 W12X40 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.46
160 W12X40 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.46
161 W12X40 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.38
162 W12X40 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.38
163 W12X30 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.25
164 W12X30 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.25
165 W12X40 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.45
166 W12X40 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.45
167 W12X40 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.38
168 W12X40 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.38
169 W12X30 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.37
170 W12X30 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.37
171 W12X40 3 COMB3 (H1-3) 0.42
172 W12X40 6 COMB3 (H1-3) 0.65
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado188
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
173 W12X40 6 COMB3 (H1-3) 0.64
174 W12X40 6 COMB3 (H1-3) 0.63
175 W12X40 6 COMB3 (H1-3) 0.65
176 W12X40 3 COMB1 (FLEXION) 0.16
177 W12X40 6 COMB1 (FLEXION) 0.48
178 W12X40 6 COMB1 (FLEXION) 0.47179 W12X40 6 COMB1 (FLEXION) 0.47
180 W12X40 6 COMB1 (FLEXION) 0.47
181 W12X30 3 COMB3 (H1-3) 0.24
182 W12X30 6 COMB3 (H1-3) 0.35
183 W12X30 6 COMB5 (H1-3) 0.35
184 W12X30 6 COMB3 (H1-3) 0.38
185 W12X30 6 COMB5 (H1-3) 0.46
186 W12X40 6 COMB3 (H1-3) 0.95
188 W12X40 6 COMB3 (H1-3) 0.93
189 W12X40 6 COMB3 (H1-3) 0.91190 W12X40 6 COMB5 (H1-3) 0.93
191 W12X40 6 COMB1 (FLEXION) 0.81
192 W12X40 6 COMB1 (FLEXION) 0.79
193 W12X40 6 COMB1 (FLEXION) 0.78
194 W12X40 6 COMB1 (FLEXION) 0.80
195 W12X30 6 COMB1 (FLEXION) 0.59
196 W12X30 6 COMB1 (FLEXION) 0.58
197 W12X30 6 COMB3 (H1-3) 0.73
198 W12X30 6 COMB5 (H1-3) 0.94
199 W12X40 3 COMB3 (H1-3) 0.42200 W12X40 6 COMB3 (H1-3) 0.64
201 W12X40 6 COMB3 (H1-3) 0.63
202 W12X40 6 COMB3 (H1-3) 0.62
203 W12X40 6 COMB3 (H1-3) 0.64
204 W12X40 3 COMB1 (FLEXION) 0.17
205 W12X40 6 COMB1 (FLEXION) 0.48
206 W12X40 6 COMB1 (FLEXION) 0.47
207 W12X40 6 COMB1 (FLEXION) 0.46
208 W12X40 6 COMB1 (FLEXION) 0.47
209 W12X30 3 COMB3 (H1-3) 0.25
210 W12X30 6 COMB3 (H1-3) 0.35
211 W12X30 6 COMB5 (H1-3) 0.35
212 W12X30 6 COMB3 (H1-3) 0.39
213 W12X30 6 COMB5 (H1-3) 0.46
214 W12X40 3 COMB3 (H1-3) 0.37
215 W12X40 3 COMB1 (FLEXION) 0.21
216 W12X30 3 COMB3 (H1-3) 0.32
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado189
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
217 W10X15 1 COMB1 (FLEXION) 0.66
218 W10X15 1 COMB1 (FLEXION) 0.66
219 W10X15 1 COMB1 (FLEXION) 0.68
220 W10X15 1 COMB1 (FLEXION) 0.68
221 W10X15 1 COMB1 (FLEXION) 0.68
222 W10X15 1 COMB1 (FLEXION) 0.68223 W10X15 1 COMB1 (FLEXION) 0.68
224 W10X15 1 COMB1 (FLEXION) 0.68
225 W10X15 1 COMB1 (FLEXION) 0.68
226 W10X15 1 COMB1 (FLEXION) 0.68
227 W10X15 1 COMB1 (FLEXION) 0.67
228 W10X15 1 COMB1 (FLEXION) 0.67
229 W12X30 1.5 COMB1 (FLEXION) 0.46
230 W12X30 1.5 COMB1 (FLEXION) 0.46
231 W12X30 1.5 COMB1 (FLEXION) 0.47
232 W12X30 1.5 COMB1 (FLEXION) 0.47233 W12X30 1.5 COMB1 (FLEXION) 0.46
234 W12X30 1.5 COMB1 (FLEXION) 0.46
235 4X6X1/8 3 COMB1 (FLEXION) 0.03
236 4X6X1/8 6 COMB1 (FLEXION) 0.04
237 4X6X1/8 6 COMB1 (FLEXION) 0.04
238 4X6X1/8 6 COMB5 (H2-1) 0.04
239 4X6X1/8 6 COMB3 (H1-3) 0.09
240 4X6X1/8 1.5 COMB3 (H2-1) 0.08
241 4X6X1/8 3 COMB1 (FLEXION) 0.03
243 4X6X1/8 6 COMB1 (FLEXION) 0.04244 4X6X1/8 6 COMB1 (FLEXION) 0.04
245 4X6X1/8 6 COMB1 (FLEXION) 0.04
246 4X6X1/8 6 COMB1 (FLEXION) 0.05
247 4X6X1/8 1.5 COMB1 (FLEXION) 0.05
248 4X6X1/8 5.15 COMB3 (H1-3) 0.04
249 4X6X1/8 5.15 COMB5 (H2-1) 0.05
250 4X6X1/8 1 COMB2 (H2-1) 0.04
251 4X6X1/8 5.15 COMB5 (H2-1) 0.04
252 4X6X1/8 5.15 COMB1 (FLEXION) 0.04
253 4X6X1/8 1 COMB1 (FLEXION) 0.04
254 4X6X1/8 3 COMB1 (FLEXION) 0.68
255 4X6X1/8 3 COMB1 (FLEXION) 0.69
256 4X6X1/8 3 COMB1 (FLEXION) 0.69
257 4X6X1/8 3 COMB1 (FLEXION) 0.69
258 4X6X1/8 3 COMB1 (FLEXION) 0.68
259 4X6X1/8 3 COMB1 (FLEXION) 0.68
260 4X6X1/8 3 COMB1 (FLEXION) 0.68
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado190
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
261 4X6X1/8 3 COMB1 (FLEXION) 0.68
262 4X6X1/8 3 COMB1 (FLEXION) 0.69
263 4X6X1/8 3 COMB1 (FLEXION) 0.69
264 4X6X1/8 3 COMB1 (FLEXION) 0.68
265 4X6X1/8 3 COMB1 (FLEXION) 0.69
266 4X6X1/8 1.2875 COMB1 (FLEXION) 0.002267 4X6X1/8 1.2875 COMB1 (FLEXION) 0.002
268 4X6X1/8 1.2875 COMB1 (FLEXION) 0.002
269 4X6X1/8 1.2875 COMB1 (FLEXION) 0.002
270 4X6X1/8 1.2875 COMB1 (FLEXION) 0.002
271 4X6X1/8 1.2875 COMB1 (FLEXION) 0.002
272 4X6X1/8 1.2875 COMB1 (FLEXION) 0.002
273 4X6X1/8 1.2875 COMB1 (FLEXION) 0.002
274 4X6X1/8 1.2875 COMB1 (FLEXION) 0.002
275 4X6X1/8 1.2875 COMB1 (FLEXION) 0.002
276 4X6X1/8 1.2875 COMB1 (FLEXION) 0.002277 4X6X1/8 1.2875 COMB1 (FLEXION) 0.002
278 4X6X1/8 1.2875 COMB1 (FLEXION) 0.002
279 4X6X1/8 1.2875 COMB1 (FLEXION) 0.002
280 4X6X1/8 1.2875 COMB1 (FLEXION) 0.002
281 4X6X1/8 1.2875 COMB1 (FLEXION) 0.002
Nota: El limite de los radios de interacción es = 1
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado191
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
PROPIEDADES MEC NICAS:
Punto de fluencia del acero A-36 (Fy): 2531.05 kg/cm²Modulo de Elasticidad (E): 2039000 kg/cm²
FUERZAS APLICADAS AL ELEMENTO:P = 38321.17 kg
Mx = 23817.55 kg-m miembro: 65My = 21933.31 kg-m combo: 7Tipo:
GEOMETR A DEL ELEMENTO:
longitud x = 440 cm kx= 1.85
longitud y = 440 cm ky= 1.85
Cm: 0.85 Cb: 2.14
Sección Propuesta:peralte = 15.00 pulg 15.60
espesor de alma = 0.75 pulg 1.19
ancho de patín = 15.60 pulg
espesor de patín = 1.19 pulg 0.75 15
1.19
A = 46.70 pu g 301.3 cm
I x = 1900.00 pu g 79084 cm
S x = 253.33 pu g 4151.3 cm
r x = 6.38 pulg 16.2 cm
I y = 748.00 pulg4
31134 cm4
S y = 95.90 pulg3 1571.5 cm3
r y = 4.00 pulg 10.2 cm
Peso = 236.5 kg/m
PROPIEDADES GEOMÉTRICAS
Compresión
W14X159
0.8cm+0.71sx+0.3(0.71sy)
5.6 DISEÑO DE COLUMNAS. MétodoASD
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado192
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Relaciones para clasificar sección:
Relación 1 ancho / espesor: bf/2tf 15.6 / 2 * 1.19 = 7
Relación 2 altura / espesor: d/tw 15 / 0.745 = 20
Relación 3 h-libre / espesor: h/tw 12.62 / 0.745 = 17
Limites Permitidos de relaciones de clasificación
bf/2tf <= 796.6 / ( 2536 )^0.5 = 15.83 O.K!
bf/2tf <= 545.6 / ( 2536 )^0.5 = 10.83 O.K!
f a/Fy= 0.05
d/tw <= 640 / Fy^0.5 * (fa / Fy) = 86.62 O.K!
Por tanto la sección probada es: Sección compacta
ESFUERZOS RESISTENTES:
Por flexion:Fbx = 0.66 * Fy = 1670.49 kg/cm²
Fby = 0.75 * Fy = 1898.29 kg/cm²
Revisión de longitud no arriostrada:
lb = 440 cm
lb<= 76 * 15.6 / 36^0.5 : 501.90 cm O.K!
lb<=20000 / (( 15 /18.6) * 36 ) : 1746.39 cm O.K!
No es necesario reducir el Fbxkg/cm²
Fbx = 12000*Cb/(lx*(d/Af)) = 12898.97 kg/cm²
Fbx = 0.6*Fy = 1518.63 kg/cm²
Gobierna Fbx = 1518.63 kg/cm² 1670.493
1518.63
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado193
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Por compresion:Cc = ( 2* 3.14² * 2039000 / 2531.05 )^0.5 = 126
Eje Xkx = 1.85
kx * lx / rx = 1.85 * 440 / 16.2 = 50.20Fa =(1 -50.2² / ( 2 *126² )) * 2531.05 / (5/8 +(3/8)*50.2/ 126 - (1/8)*(50.2/126)^3)
Fa = 1289 kg / cm²
Eje Yky = 1.85
ky* ly / ry = 1.85 * 440 / 10.17 = 80.10
Fa =(1 -80.1² / ( 2 *126² )) * 2531.05 / (5/8 +(3/8)*80.1/ 126 - (1/8)*(80.1/126)^3)
Fa = 1078 kg / cm²
Gobierna Fa = 1078 kg / cm²
ESFUERZOS REQUERIDOS
Por flexion:
f bx =M x / S x
fbx= 2381755 / 4151 = 574 kg/cm²
f by =M y / S y
fby= 2193331.2 / 1572 = 1396 kg/cm²
Por compresion: f a = P/A
fa = 38321 / 301 = 127.2 kg/cm²
REVISION A FLEXOCOMPRESIÓN(f a / F a ) = 0.12 < 0.15,entonces
Ec.H1-3 ( f a / Fa ) + ( f bx / F bx ) + ( f by / F by )
127 / 1078 + 574 / 1670.49 + 1395.68 / 1898.29 = 0.118 + 0.343 + 0.74
Repuesta Ecuación ´´H1-1´´ = 1.10
Repuesta Ecuación ´´H1-3´´= 1.2Para Sismo: 1.2 / 1.33 = 0.90
Seccion Propuesta Cumple 0.9 es menor que 1.00
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado194
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
PROPIEDADES MECÁNICAS:Punto de fluencia del acero A-36 (Fy): 2531.05 kg/cm²
Modulo de Elasticidad (E): 2039000 kg/cm²
FUERZAS APLICADAS AL ELEMENTO:P = 0.00 kg
Mx = 10144.76 kg-m miembro: 192
My = 0.00 kg-m combo: 1
Tipo:
GEOMETRÍA DEL ELEMENTO:
longitud x = 600 cm kx= 1.2
longitud y = 600 cm ky= 1.2
Cm: 1 Cb: 1
Sección Propuesta:peralte = 11.94 pulg 8.01
espesor de alma = 0.30 pulg 0.52
ancho de patín = 8.01 pulg
espesor de patín = 0.52 pulg 0.30 11.94
0.52
A = 11.80 pulg2
76.1 cm2
I x = 310.00 pulg4
12903 cm4
S x = 51.93 pulg3
851.0 cm3
r x = 5.13 pulg 13.0 cm
I y = 44.10 pulg4 1836 cm4
S y = 11.02 pulg3
180.6 cm3
r y = 1.93 pulg 4.9 cm
Peso = 59.8 kg/m
PROPIEDADES GEOMÉTRICAS
Tensión
W12X40
cm+cv
5.7 DISEÑO DE VIGAS. Método ASD
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado195
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Relaciones para clasificar sección:
Relación 1 ancho / espesor: bf/2tf 8.005 / 2 * 0.515 = 8
Relación 2 altura / espesor: d/tw 11.94 / 0.295 = 40Relación 3 h-libre / espesor: h/tw 10.91 / 0.295 = 37
Limites Permitidos de relaciones de clasificación
bf/2tf <= 796.6 / ( 2536 )^0.5 = 15.83 O.K!
bf/2tf <= 545.6 / ( 2536 )^0.5 = 10.83 O.K!f a/Fy= 0.00
d/tw <= 640 / Fy^0.5 * (fa / Fy) = 106.67 O.K!
Por tanto la sección probada es: Sección compacta
ESFUERZOS RESISTENTES:
Por flexion:Fbx = 0.66 * Fy = 1670.49 kg/cm²
Fby = 0.75 * Fy = 1898.29 kg/cm²
Revisión de longitud no arriostrada:
lb = 600 cm
lb<= 76 * 8.005 / 36^0.5 : 257.55 cm No cumple
lb<=20000 / (( 11.94 /4.1) * 36 ) : 487.22 cm No cumple
Es necesario reducir el Fbx:Fbx = (2/3 - (Fy(lx/rt)²/(1530000*Cb)*Fy = 984.21 kg/cm²
Fbx = 12000*Cb/(lx*(d/Af)) = 1233.18 kg/cm²
Fbx = 0.6*Fy = 1518.63 kg/cm²
Gobierna Fbx = 1233.18 kg/cm² 1233.1801
1518.63
En un elemento a tension el Fbx y Fby no debera ser menor que 0.6*Fy
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Por tensión:Cc = ( 2* 3.14² * 2039000 / 2531.05 )^0.5 = 126
Eje X1.20
Esfuerzo Permisible a Tensión 55.30
Fa = 0.6*Fy = 0.6 * 2531.05 = 1519 kg / cm²
Eje Y1.20
Esfuerzo Permisible a Tensión 146.60
Fa = 0.6*Fy = 0.6 * 2531.05 = 1519 kg / cm²
Gobierna Fa = 1519 kg / cm²
ESFUERZOS REQUERIDOS
Por flexion:f bx =M x / S x
fbx= 1014475.5 / 851 = 1192 kg/cm²
f by =M y / S y
fby= 0 / 181 = 0 kg/cm²
Por tensión: f a = P/A
fa = 0 / 76 = 0.0 kg/cm²
REVISIÓN A FLEXOTENSIÓN(f a / F a ) = 0 < 0.15,entonces
Ec. H2-1 ( f a / 0.6*Fy )+( f bx / F bx )+( f by / F by ) )
0 / 1519 + 1192 / 1233.18 + 0 / 1898.2875=
Repuesta Ecuación ´´H2-1 =´´ 0.79Para Sismo: #¡VALOR! 0.790
Seccion Propuesta Cumple 0.79 es menor que 1.00
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
5.10.1 PROPIEDADES MECANICAS DEL CONCRETO Y ACERO.
f`c: 280 kg/cm²Fy: 2810 kg/cm² Acero de refuerzo A-40.Fy: 2531 kg/cm² Acero estructural A-36.
concreto: 2400 kg/m³ piso: 2200 kg/m³
Propiedades Mecanicas del suelo:
A falta de estudios de suelo se asume:
q adm.: 1.5 kg/cm²µ: 0.5
Kp: 3.0γ suelo: 1600 kg/m³
5.10.2 DISEÑO DE PLACA DE BASE.
Reacciones elasticas obtenidas en el análisis:
Dirección X: Dirección Y:
Combo: 2 Combo: 3Nodo: 21 Nodo: 21P= 60030.03 kg P= 59962.32 kg
My= 23535.81 kg-m Mx= 21390.22 kg-m
Geometria de la columna:
Nodo: 21Columna CM-1:
d = 15.00 in. 38.10 cm.bf = 15.60 in. 39.62 cm.tf= 1.19 in. 3.02 cm.
tw = 0.75 in. 1.89 cm.
W14X159
5.10 DISEÑO DE CIMENTACIONES.
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Geometria de la Placa:
Ancho de placa ( B )= 28 in. 71.12 cm.Largo de placa ( N )= 28 in. 71.12 cm.
m = (N - 0.95 * d ) / 2 = 6.88 in.
n = (B - 0.80 * bf ) / 2 = 7.76 in.
5.10.2.1 Diseño de dimensiones de placa de base.
Dirección X:Cálculo de presiones actuantes bajo la placa:
q = P/ (B*N) ± 6 * M /( B* N²)q1 = 60030.03 / ( 71.12 * 71.12 + 6 * 2353581 / ( 71.12 * 71.12 ^2 )q1 = 51.12 kg/cm²
q2 = 60030.03 / ( 71.12 * 71.12 - 6 * 2353581 / ( 71.12 * 71.12 ^2 )q2 = -27.39 kg/cm²
Presion permisible = 0.35 * f´c = 98.00 Kg/cm²OK.!
Ecuación de la presión:
-27.39 X
51.12
q = 51.12 - 1.104 X
Nd
b
B
0.95d
m
m
0.8 bf nn
X
Y
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Cálculo del Momento actuante en la placa " M ".
Integrando:V = 51.12 X - 0.55 X²
M = 25.56 X² - 0.18 X3
Evaluando: X = m
M = 6814.5201 Kg*cm
Cálculo del espesor de placa " t ":
Espesor de placa 4.64 cm
DirecciónY:
Cálculo de presiones actuantes bajo la placa:
q = P/ (B*N) ± 6 * M /( B²* N)q1 = 59962.32 / ( 71.12 * 71.12 + 6 * 2139022 / ( 71.12 ^2 * 71.12 )q1 = 47.53 kg/cm²
q2 = 59962.32 / ( 71.12 * 71.12 - 6 * 2139022 / ( 71.12 ^2 * 71.12 )q2 = -23.82 kg/cm²
Presion permisible = 0.35 * f´c = 98.00 Kg/cm²OK.!
Ecuación de la presión:
-23.82 X
47.53
q = 47.53 - 1.003 X
==
fy
M t
75.0
6
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Cálculo del Momento actuante en la placa " M ".
Integrando:
V = 47.53 X - 0.50 X²M = 23.765 X² - 0.17 X3
Evaluando: X = nM = 1352.938 Kg*cm
Cálculo del espesor de placa " t ".
Espesor de placa 2.07 cm
Usar placa de base con dimensiones: 28 plg x 28 plg x 2 plg
5.10.2.2 Cálculo del número de pernos:
Dirección X:
Cálculo de la excentricidad:
ex =M / P = 23535.81 * 100 / 60030.03 = 39.21 cm
N / 2 < e X : 35.56cm < 39.21 cm
Resultante se encuentra fuera de placa base. Caso d
e x = 39.21 cm.c = 6.35 cm.f = 25.40 cm.
b = 21.67 cm.a = 42.94 cm.
x
==
fy
M t
75.0
6
ex
= +
X
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Calculo de fuerza de tensión Pt :
Pt = P * b / a = 60030.03 * 21.67 / 42.94 = 30297.349 Kg.
Proponer φ de perno de anclaje. 1 1/8 in. A-325Proponer No. de pernos N: 5
Capacidad a tension Ft: 0.33 * N * Fu * Area del perno.Fu= 58.00 Ksi.
Area del perno: 0.99 in^2Ft= 0.33 * 5 * 58*0.99Ft= 95.13 Klb.Ft= 43141.90 Kgs.
43141.90 > 30297.35O.K. Usar 5 pernos de 1.125 pulg. de diametro
Dirección Y:
Cálculo de la excentricidad:
ey =M / P = 21390.22 *100 / 59962.32 = 35.67 cm
B / 2 < e Y : 35.56cm < 35.67 cm
Resultante se encuentra fuera de placa base. Caso d
e y = 35.67 cm.c = 6.35 cm.f = 14.15 cm.
b = 15.86 cm.a = 45.97 cm.
x
ey
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Calculo de fuerza de tensión Pt :
Pt = P * b / a = 59962.32 * 15.86 / 45.97 = 20683.048 Kg.
Proponer φ de perno de anclaje. 1 1/8 in. A-325Proponer No. de pernos N: 5
Capacidad a tension Ft: 0.33 * N * Fu * Area del perno.Fu= 58.00 Ksi.
Area del perno: 0.99 in^2
Ft= 0.33 * 5 * 58*0.99Ft= 95.13 Klb.Ft= 43141.90 Kgs.
43141.90 > 20683.05
O.K. Usar 5 pernos de 1.125 pulg. de diametro
Revisión del Cortante " V ".
Combo: 3Cortante V= 10191.66 Kg.
Capacidad a cortante C: Fv * Area del perno.Esfuerzo perm. a cortante Fv= 15.00 Ksi. Para conección por fricción.
Area del perno: 0.99 in^2
C= 14.91 Klb. 6762.05 Kgs.C * No. De pernos: 108192.86 OK! > 10191.66 Kgs.
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
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5.10.3 DISEÑO DE PEDESTAL PARA ZAPATA CENTRICA 1.
Cargas de combinación de resistencia ultima:
Analisis en una dirección:
Combo: 14 Nodo: 136P= 62080.35 kgV= 14431.29 KgM= 31457.6 kg-m
Propiedades Geometricas del Pedestal:hp= 71 cm 28 Pulg.bp= 71 cm 28 Pulg.
z= 180 cmr p = 2 Pulg.
P
hp = 0.71 mbp = 0.71 m
z = 1.8 m
X Y
5.10.3.1 Calculo de carga critica a compresion resistidapor el concreto. ACI 02 (21.3.1.1)
0.1 * f 'c * Ag = 141148 kg > Pu, calcular refuerzo a flexion
VxVy
MxMy
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5.10.3.2 Diseño por Flexión.
Momento Ultimo en la base del pedestal:Mu= 31457.6 + (14431.29 * ( 180 / 100)) = 57433.922 kg-m
Parámetros de Cálculo:base: 71 cm
Espesor: 71 cmM u : 57434 kg-m
Peralte Efectivo: 71 -5.08 = 65.9 cm
Refuerzo calculado: ACI 02(10.5.3)
A s = 36.09 cm2
1.33 * A s = 48.01 cm2
Refuerzo mínimo ACI 02 (10.5.4) y ACI 02 (7.12.2.1)
Por temp. = 0.002 * 71 * 71 = 10.082 cm2
Por flexión: ACI 02 (10.5.1)
22.17 cm2
No menor que 23.42 cm2
As mínimo por flexión: 23.42 cm2
Acero de refuerzo que rige: 36.09 cm2
ACERO PROPUESTO POR FLEXIÓNVarilla Cantidad Area(cm²) r
Lecho inferior: 8 4 40.54 0.0087Lechos intermedios: 8 4
Esta cantidad de acero será proporsionada en las dos direcciones.
Por lo que se tendran: 12 Varillas 8
#
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Revision de acero mimimo por compresion:
As min = 0.01 Ag = 50.41 cm2ACI 02 (10.9.1)
As, Propuesta= As, Propuesta= 60.80
Ok, Acero propuesto es mayor que el minimo
5.10.3.3 Diseño por cortante.Esfuerzo Cortante actuante neto:
14205.56 / ( 0.85 * 71 * 65.92 ) = 3.57 kg / cm2
Capacidad del Concreto A Cortante :
Por Cortante y Flexión: ACI 02 (11.3.1.1)
Vc = 9.20 kg / cm2
Cumple Por Flexion y Cortante
Por Compresión Axial:
9.26 kg / cm2
Cumple Por Compresion Axial Área de requerida de Estribos: no requiere estribosSeparación propuesta : 10.0 cm 4 pulgVarilla Cantidad Area(cm²)
3 1 0.71
Separación máxima de estribos : ACI 02 (11.5.4)
s1= d/2 13 pulg
s2= 24 pulg
Capacidad del pedestal en compresión:ACI 02 (10.3.5.2)
0.8 *(0.85*280*(5041-60.8)+60.8*2810)= 1084918.6 kg.Ok, Resistencia a la compresion mayor que actuante
12 Varillas # 8
#
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4 8
4 8
4 8
Usar pedestal de 71cm x 71cm con 12 varillas Nº8Estribos No. 3, 5 @ 5 cm, resto @10
5.10.4 DISEÑO DE ZAPATA CENTRICA 1.
Geometria del Pedestal: Geometria de la zapata:
hp= 71 cm Retorta: hz= 40 cmbp= 71 cm r = 3 Pulg.
z= 180 cm φ varilla propuesto= 3/4 Pulg.Peralte efectivo dz= 31.43 cm
Espesor de piso t= 10 cm
5.10.4.1 Predimensionamiento de Zapata.Presion neta:
qn= 1.5-(1600*(2.2-0.4)+2400*0.4))/10000= 1.18 kg/cm²
Area requerida por compresion axial: A= 60030.03/1.18= 50873 cm²
Para una zapata Cuadrada las dimensiones aproximadas serian:B=L= 50872.91^0.5= 225.6 cm2.26 m
proponemos B = 300 cm X= L/2= 150 cmentonces L= 300 cm Y= B/2= 150 cm
#
#
#
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hp = 0.71 m
z = 1.8 m
X Y
L = 3m B =3 m
5.10.4.2 Reacciones elasticas obtenidas en el análisis.
Dirección X:
Combo: 2 Nodo: 21P= 60030.03 kg
Vx= 10191.66 Kg Vy= 1750.32 KgMy= 23535.81 kg-m Mx= 5274.39 kg-m
Dirección Y:
Combo: 3 Nodo: 21P= 59962.32 kg
Vx= 3186.64 Kg Vy= 8430.03 KgMy= 7338.31 kg-m Mx= 21390.22 kg-m
bp = 0.71 m
hz = 0.4 m
PMy
V
M
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Cargas que actuan en zapata en dirección X:Peso de estructura (Reacción vertical P) = 60030.03 kgW1 = Peso de pedestal = γconcreto*Z*hp*bp = 2177.712 kgW2 = Peso de retorta = γconcreto*B*L*hz = 8640 KgW3 =Peso de suelo sobre zapata = (L-hp)/2 * B * Z*γsuelo= 9892.8 KgW4=Peso de suelo alrededor de zapata= γsuelo*Z*(0.577*Z)*B/2= 4486.752 KgW5=Peso del piso=γpiso*(B-hp)*(L-bp)*tpiso= 1153.702 KgEpx=Empuje pasivo del suelo=0.5*γsuelo*Kp*(z+hz)² * bp = 8247.36 Kg
Cargas que actuan en zapata en dirección Y:Peso de estructura (Reacción vertical P) = 59962.32 kgW1 = Peso de pedestal = γconcreto*Z*bp*hp = 2177.712 kg
W2 = Peso de retorta = γconcreto*B*L*hz = 8640 KgW3 =Peso de suelo sobre zapata = (B-bp)/2 * L * Z*γsuelo= 9892.8 KgW4= Peso de suelo alrededor de zapata= γsuelo*Z*(0.577Z)*L/2= 4486.752 KgW5=Peso del piso=γpiso*(L-hp)*(B-hp)*tpiso= 1153.702 KgEpy= Empuje pasivo del suelo=0.5*γsuelo*Kp*(z+hz)² *hp = 8247.36 Kg
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5.10.4.3 Análisis de estabilidad de zapata en dirección X.
Revisión del momento de volteo.
Momento resistente al volteo MR: (Momento con respecto a O)
M R = (P+W1+W2+W5)*L/2+W3*(L-(L-hp)/4)+W3*(L-hp)/4+W4*(L+(0.577*Z/3)) -W4*(0.577*Z/3)+Ep*(Z+hz)/3= 15718889 Kg-cm
Momento de volcamiento Mv: (Momento con respecto a O)
M V = My + Vx * ( Z + hz ) = 4595746.2 Kg-cm
F.S. = MR / MV = 3.42 O.K! mayor que 1.5
Revisión del deslizamiento.
Fuerza que se opone al deslizamiento Dr:
Dr =µ *(P+W1+W2+W3+W4+W5)+EpDr =0.5 *( 60030+2177.71+8640+9892.8+4486.75+1153.7 ) + 8247.36
Dr = 51437.858 kg
Fuerza deslizadora Vx:Vx = 10191.66 Kg.
F.S. = DR / Vx = 5.05 O.K! mayor que 1.5
Revisión de presiones en suelo a desplantar.
Momento actuante en zapata: (Momento con respecto a A)
Direccion X:MA x = My + Vx * (Z + hz) - Epx *(Z+hz)/3 3990939.8 Kg-cm
Direccion Y :MA y = Mx + Vy * (Z + hz) - Epy *(Z+hz)/3 307703 Kg-cm
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Carga vertical total actuando sobre zapata:
Direccion X:Ptotal = P + W1+W2 + W3 + W4 + W5
Ptotal = 60030.03 + 2177.712 + 8640 + 9892.8 + 4486.752 + 1153.702
Ptotal = 86380.996 Kg
Direccion Y:Ptotal = P + W1+W2 + W3 + W4 + W5
Ptotal = 59962.32 + 2177.712 + 8640 + 9892.8 + 4486.752 + 1153.702Ptotal = 86313.286 Kg
Calculo de excentricidades
Direccion X:ex = M A x / Ptotal x = 3990939.8 / 86381ex = 46.20 cm
Direccion Y:ey = M A y / Ptotal y = 307703 / 86313.29ey = 3.56 cm
Calculo de presion Maxima en la esquina de la zapata:
σ max = P/A + 6 *ex / L + 6 * ey / Bσ max = 86381 / 90000 + 6 * 46.2 / 300 + 6 * 3.56 / 300σ max = 1.96 Kg/cm²
OK... 1.96 kg/cm² < 1.33 *q adm =2 kg/cm²
5.10.4.4 Análisis de estabilidad de zapata en dirección Y.
Revision del momento de volteo.
Momento resistente al volteo MR: (Momento con respecto a O)
M R = (P+W1+W2+W5)*B/2+W3*(B-(B-bp)/4)+W3*(B-bp)/4+W4*(B+(0.577*Z/3))-W4*(0.577*Z/3)+Ep*(Z+hz)/3= 15708732 Kg-cm
Momento de volcamiento Mv: (Momento con respecto a O)Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
M V = Mx + Vy * ( Z + hz ) = 1434891.8 Kg-cm
F.S. = MR / MV = 10.95O.K! mayor que 1.5
Revisión del deslizamiento.Fuerza que se opone al deslizamiento Dr:
Dr =µ *(P+W1+W2+W3+W4+W5)+EpDr = 0.5 *( 59962.32+2177.71+8640+9892.8+4486.75+1153.7 ) + 8247.36
Dr = 51404.003 kg
Fuerza deslizadora Vy:Vy = 3186.64 Kg.
F.S. = DR / Vy = 16.13O.K! mayor que 1.5
Revisión de presiones en suelo a desplantar.
Momento actuante en zapata: (Momento con respecto a A)
Direccion X (100% Sx):MA x =
My + Vx * (Z + hz) - Epx *(Z+hz)/3 830085.4 Kg-cm
Direccion Y (30% Sy):MA y= Mx + Vy * (Z + hz) - Epy *(Z+hz)/3 3388822.2 Kg-cm
Carga vertical total actuando sobre zapata:
Direccion X:Ptotal = P + W1+W2 + W3 + W4 + W5
Ptotal = 60030.03 + 2177.712 + 8640 + 9892.8 + 4486.752 + 1153.702
Ptotal = 86380.996 Kg
Direccion Y:Ptotal = P + W1+W2 + W3 + W4 + W5
Ptotal = 59962.32 + 2177.712 + 8640 + 9892.8 + 4486.752 + 1153.702Ptotal = 86313.286 Kg
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado221
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Calculo de excentricidades
Direccion X:ex = M A x / Ptotal x = 830085.4 / 86381
ex = 9.61 cm
Direccion Y:ey = M A y / Ptotal y = 3388822.2 / 86313.29ey = 39.26 cm
Calculo de presion Maxima en la esquina de la zapata:
σ max = P/A + 6 *ex / L + 6 * ey / Bσ max = 86381 / 90000 + 6 * 46.2 / 300 + 6 * 3.56 / 300σ max = 1.96 Kg/cm²
OK... 1.96 kg/cm² < 1.33 *q adm =2 kg/cm²
5.10.4.5 Diseño estructural de la cimentación.
Reacciones de resistencia ultima obtenidas en el análisis:
Dirección X: Dirección Y:Combo: 13 Combo: 14Nodo: 21 Nodo: 21
P= 60017.64 kg P= 59922.83 kgVx= 14205.56 Kg Vy= 12357.79 KgMy= 32808.24 kg-m Mx= 28805.26 kg-m
Revisión en la direccion X:
Calculo de presiones ultimas actuando sobre zapata:
Carga vertical ultima actuando sobre zapata:
Pu = P + W1 + W2 + W3 + W4 + W5
Pu = 60017.64 + 2177.712 + 8640 + 9892.8 + 4486.752 + 1153.702
Pu = 86368.606 Kg
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado222
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Momento actuante ultimo en zapata: (Momento con respecto a A)
MA u x = My + Vx * (Z + hz) - Epx *(Z+hz)/3MA u x = 5801240.8 Kg-cm
Calculo de excentricidad:
ex = M A ux / Pu = 5801240.8 / 86368.61ex = 67.17 cm
L / 6 = 50 cm
Excentricidad cae fuera del tercio medio, ex > L/6
A= 90000 cm² 1.29 kg/cm²Pu/A= 0.96 kg/cm² Iy= 675000000 cm^4
a= L / 2 - ex = 82.831603 cmDistribución de presiones es triangular:
qu = 2 x Pu / (3 a * B) = 2.32 kg/cm²
Revision del peralte efectivo propuesto de la zapata :
Accion en dos direcciones ( punsonamiento):
31.43 cm
C
D B = 300 cm
L = 300 cm
.
. .
.
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Resistencia al cortante del concreto:
Según EL ACI en el secc. 11.12.2.1 plantea para el calculo delcortante en losas y zapatas las siguientes ecuaciones,Gobernando la menor de las tres:
Vc = 0.26 * ( 2 + 4 / βc ) √f'c * bo * d
Vc =0.26 * ( α * d / bo + 2 ) * √f'c * bo * d
Vc = 1.1 * √f'c * bo * d
Donde:Vc = Cortante en dos direccionesbo = Perimetro Critico y es igual a 2*C+2*D
C= bp+ dD= hp+ d
β c= Relacion lado largo al lado corto del pedestal
α 1 = Depende de la posición de la zapata:
El perimetro critico bo = 409.71 cmβ c= 1
α 1 = 40
Vc = 0.26 * ( 2 + 4 / 1 ) * ( 280 ) ^ 0.5 *409.71 * 31.43Vc = 336116.64 kg
Vc = 0.26 * ( 2 + 40 * 31.43 / 409.71 ) * ( 280 ) ^ 0.5 * 409.71 * 31.43
Vc = 283921.52 kg
Vc = 1.1 * (kg-m ) ^ 0.5 * 409.71 * 31.43Vc = 237005.32 kg Gobierna
Vu = φ Vc Donde: φ = 0.85 Cortante
Vu = 0.85 * 237005.32Vu = 201454.52 kg
Columnas interiores.
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Cortante actuante ultimo:
Vu= qu x A
Donde: A = B * L - (C * D) = 79508.61 cm²
Vu = 2.32 * (79508.61)Vu = 184230.48 kg
O. K el actuante es menor que el resistente revisar la accion en una direccion.
Accion en una direccion ( Accion de viga ):
31.43
E A
B
L
Resistencia al cortante del concreto.
Vc = 0.53 * √f'c * B * d Vc = Cortante en una direccion.B = Longitud de la zapata en direccion perpen-
dicular al analisisd = Peralte efectivo de la zapata.E = bp / 2 + d
A = ( L / 2 - E ) * B
cm.
d
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Vc = 0.53 * ( 280 )^0.5 * 300 * 31.43Vc = 83615.34 Kgs.
Vu = φ Vc Donde: φ = 0.85 Cortante
Vu = 0.85 * 83615.34
Vu = 71073.04 Kgs.
Cortante actuante ultimo:
Vu= qu x A
A = ( 300 / 2 - ( 31.43 + 35.5 ) ) * 300
A = 24921.75 cm2
Vu = 2.32 * 24921.75Vu = 57746.53 Kgs.
O. K el actuante es menor que el resistente, usar el espesor propuesto
Diseño por flexion de la zapata:
Según el codigo ACI 318-99 seccion 15.4.2. la seccion critica por flexion donde se encuentra el maximo momento factorado esta
localizado en la cara del pedestal
Calculo del momento ultimo actuante:
F
Seccion critica por flexion
q u = 2.32 kg/cm²
M u = q u * B * F 2
/ 2 Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Donde:F= L/2 - bp/2 = 114.5 cm
M u = 2.32 * 300 * ( 114.5 ) ^2 / 2M u = 4556690.8 Kg-cmM u = 45566.91 Kg-m
Calculo del area de acero requerido por flexion :
Mu = φ * As * fy * (d - a/2)
Resistencia ultima a la flexion de una seccion de concretosimplemente reforzada.
Cc
T Jd = d - a/2
Si d - a/2 = Jdentonces:
As = M u / ( φ * fy * Jd ) Donde: φ = 0.90 FlexionSe propone el valor de J: 0.90
As = 4556690.82 / (0.9 * 2810 * 0.9 * 31.43 )
As = 63.70 cm2
Calculo de la cuantia de acero requerida por flexion :
ρ = As / ( B * d)
ρ = 0.0068Comparar con los requerimientos maximos y minimos.
Calculo de la cuantia balanceada de acero ρb :
ρ b = 0.85 β1* f'c / fy * ( 6000 / (6000 + fy))
ρb = 0.85 * 0.85 * 280 * 6000 / ( 2810 * ( 6000 + 2810 ) )ρb = 0.049
d
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Cuantia maxima de acero:
Según ACI 10.3.3 La cuantia maxima de acero es: 0.75 ρb
ρmax= 0.75*ρb = 0.036OK el requerido es menor que el maximo.O.k.!
Cuantia minima de acero:
La cuantia minima de acero es la proporcionada por temperatura yretraccion . Según ACI 7.12.2 La cuantia por temperatura y retraccionpara barras de grado 40 es 0.002
ρmin= 0.002
El requerido es mayor que el minimo por temperatura y retraccion. O.K!
Area de acero minimo:
As = 0.0068 * 31.43 * 300
As = 63.70 cm2
Proponiendo varilla No: 6
Area de una varilla No 6 = 2.85 cm2
Espaciamiento maxima requerida: 2.85 / ( 0.0068 *31.43 ) = 13.42 cm
Espaciamiento Propuesto: 13 cmNota: El espaciamiento entre varilla se propone según la longituddisponible = (B o L) - 2 recubrimiento
Usar 23 Varillas No.6 @ 13 cm En direccion Y
Revisión en la direccion Y.
Calculo de presiones ultimas actuando sobre zapata
Carga vertical ultima actuando sobre zapata:
Pu = P + W1 + W2 + W3 + W4 + W5
Pu = 59922.83 + 2177.712 + 8640 + 9892.8 + 4486.752 + 1153.702Pu = 86273.796 KgAutores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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5/17/2018 Monografia VERTICALES Tutuor MSC ING. Obregon - slidepdf.com
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Momento actuante ultimo en zapata: (Momento con respecto a A)
MA u y = Mx + Vy * (Z + hz) - Epy *(Z+hz)/3MA u y = 4994433.4 Kg-cm
Calculo de excentricidad:
ey = M A uy / Pu = 4994433.4 / 86273.8ey = 57.89 cm
B/ 6 = 50 cmExcentricidad cae fuera del tercio medio, ey > B/6
A= 90000 cm² 1.11 kg/cm²Pu/A= 0.96 kg/cm² Iy= 675000000 cm^4
a=B/ 2 - ey = 92.109498 cmDistribución de presiones es triangular:
qu = 2 x Pu / (3 a * B) = 2.08 kg/cm²
Revision del peralte efectivo propuesto de la zapata :
Accion en dos direcciones ( punsonamiento):
31.43 cm
C
D B = 300 cm
L = 300 cm
.
. .
.
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado229
5/17/2018 Monografia VERTICALES Tutuor MSC ING. Obregon - slidepdf.com
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Resistencia al cortante del concreto:
Según EL ACI en el secc. 11.12.2.1 plantea para el calculo delcortante en losas y zapatas las siguientes ecuaciones,
Gobernando la menor de las tres:
Vc = 0.26 * ( 2 + 4 / βc ) √f'c * bo * dVc =0.26 * ( α * d / bo + 2 ) * √f'c * bo * dVc = 1.1 * √f'c * bo * dDonde:
Vc = Cortante en dos direccionesbo = Perimetro Critico y es igual a 2*C+2*D
C= bp+ dD= hp+ d
β c= Relacion lado largo al lado corto del pedestalα 1 = Depende de la posición de la zapata:
El perimetro critico bo = 409.71 cmβ c= 1
α 1 = 40
Vc = 0.26 * ( 2 + 4 / 1 ) * ( 280 ) ^ 0.5 *409.71 * 31.43Vc = 336116.64 Kg
Vc = 0.26 * ( 2 + 40 * 31.43 / 409.71 ) * ( 280 ) ^ 0.5 * 409.71 * 31.43Vc = 283921.52 Kg
Vc = 1.1 * (280 ) ^ 0.5 * 409.71 * 31.43Vc = 237005.32 Kg Gobierna
Vu = φ Vc Donde: φ = 0.85 Cortante
Vu = 0.85 * 237005.32Vu = 201454.52 Kg
Cortante actuante ultimo:
Vu= qu x A Donde: A = B * L - (C * D) = 68344.01 cm²Vu = 2.08 * (68344.01)Vu = 142253.33 Kg
Columnas interiores.
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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5/17/2018 Monografia VERTICALES Tutuor MSC ING. Obregon - slidepdf.com
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
O. K el actuante es menor que el resistente revisar la accion en una direccion.
Accion en una direccion ( Accion de viga ):
31.43
BE
A
L
Resistencia al cortante del concreto
Vc = 0.53 * √f'c * L * d
Vc = Cortante en una direccion.L = Longitud de la zapata en direccion perpen-
dicular al analisisd = Peralte efectivo de la zapata.E = hp / 2 + d
A = ( B / 2 - E ) * L
Vc = 0.53 * ( 280 )^0.5 * 300 * 31.43
Vc = 83615.34 Kgs.
Vu = φ Vc Donde: φ = 0.85 Cortante
Vu = 0.85 * 83615.34
Vu = 71073.04 Kgs.
cm.
d
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado231
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Cortante actuante ultimo:
Vu= qu x A
A = ( 300 / 2 - ( 31.43 + 35.5 ) ) * 300 A = 24921.75 cm2
Vu = 2.08 * 24921.75Vu = 51872.90 Kgs.
O. K el actuante es menor que el resistente, usar el espesor propuesto
Diseño por flexion de la zapata:
Según el codigo ACI 318-99 seccion 15.4.2. la seccion critica por flexion donde se encuentra el maximo momento factorado estalocalizado en la cara del pedestal
Calculo del momento ultimo actuante:
F
Seccion critica por flexion
q u = 2.08 kg/cm²
M u = q u * L * F 2
/ 2
Donde:F= B/2 - hp/2 = 114.5 cm
M u = 2.08 * 300 * ( 114.5 ) ^2 / 2M u = 4093211.8 Kg-cmM u = 40932.12 Kg-mAutores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado232
5/17/2018 Monografia VERTICALES Tutuor MSC ING. Obregon - slidepdf.com
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Calculo del area de acero requerido por flexion :
Mu = φ * As * fy * (d - a/2)
Resistencia ultima a la flexion de una seccion de concretosimplemente reforzada.
Cc
T Jd = d - a/2
Si d - a/2 = J*dentonces:
As = M u / ( φ * fy * J*d ) Donde: φ = 0.90 Flexion
Se propone el valor de J: 0.90
As = 4093211.75 / (0.9 * 2810 * 0.9 * 31.43 )
As = 57.22 cm2
Calculo de la cuantia de acero requerida por flexion :
ρ = As / ( L * d)
ρ = 0.0061Comparar con los requerimientos maximos y minimos.
Calculo de la cuantia balanceada de acero ρb :
ρ b = 0.85 β1* f'c / fy * ( 6000 / (6000 + fy))
ρb = 0.85 * 0.85 * 280 * 6000 / ( 2810 * ( 6000 + 2810 ) )ρb = 0.049
Cuantia maxima de acero:
Según ACI 10.3.3 La cuantia maxima de acero es: 0.75 ρb
d
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado233
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
ρmax= 0.75*ρb = 0.036OK el requerido es menor que el maximo.O.k.!
Cuantia minima de acero:La cuantia minima de acero es la proporcionada por temperatura y
retraccion . Según ACI 7.12.2 La cuantia por temperatura y retraccionpara barras de grado 40 es 0.002
ρmin= 0.002El requerido es mayor que el minimo por temperatura y retraccion. O.K!
Area de acero minimo:
As = 0.0061 * 31.43 * 300
As = 57.22 cm2
Proponiendo varilla No: 6
Area de una varilla No 6 = 2.85 cm2
Espaciamiento maxima requerida: 2.85 / ( 0.0061 *31.43 ) = 14.94 cm
Espaciamiento Propuesto: 13 cmNota: El espaciamiento entre varilla se propone según la longituddisponible = (B o L) - 2 recubrimiento
Usar 23 Varillas No.6 @ 13 cm En direccion X.
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Alberto Isaac Raúdez Salgado234
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De edificio de acero de tres plantas
Diagrama del acero de refuerzo para la zapata:
Ref. # 6 @ 13 cm Ref. # 6 @ 13 cm
L = 3m B =3 m
Longitud de desarrollo de varillas en tension. Refuerzo principal
Metodo SimplificadoRecubrimiento libre 2 pulgEspaciamiento libre 6.33 pulgrecubrimiento libre menor que db si ACI 02 (12.2.2)
espaciamiento libre menor que 2db siNumero de Varilla Usada: 6
α= 1β= 1γ= 0.8
Ld = fy*a*b*c/(6.6*(fc)^0.5)*db= 15.3 pulg
Ld min.= 12 pulg ACI 02 (12.2.1)Longitud de desarrollo que gobierna: 15.3 pulg
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
Alberto Isaac Raúdez Salgado235
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Esta longitud de desarrollo debe proporcionarse a cada lado de la seccioncritica y en ambas direcciones. ACI 02R (12.1)
longitud disponible en la zapata eje XLd z= 42.1 pulg OK
longitud disponible en la zapata eje Y
Ld z= 42.1 pulg OK
Contacto Entre Pedestal y zapata.
Area de Acero Proporcionada en el pedestal: 60.8 cm2
Resistencia al aplastamiento del pedestal contra la zapata.ACI 02 (10.17.1)
Pr1: 0.7 * 0.85 * 280 *71 * 71 = 839830.6 kg
Resistencia al aplastamiento de zapata contra pedestal
altura critica 1: 0.2875
calculo de A2: (hp+4d)*(bp+4d)
A2: 38694.824 cm2
A1: 5041 cm2
Pr2: 0.7*0.85*280*71*71*(38694.8241/5041)^0.5= 2326803.9 kg
Pr3: 2 * 0.7*0.85*280*71*71 = 1679661.2 kgResistencia minima: 506047.5 kg Area de Acero requerido para transmitir fuerzasACI 02 (15.8.2.1)
As min: .005*Ag= 25.205 cm2
Ok, cumple el acero proporcionado AS cal: (Pu-Pr)/(0.7*Fy)= Cumple por Aplastamiento
Longitud de desarrollo de varillas corrugadas a compresión
Numero de Varilla Usada en pedestal: 8
Longitud de Desarrollo basicaLd = .02*db*fy/fc^0.5 = 12.0 pulgLd = .0003*db*fy= 12.0 pulgLd = 8 pulg
longitud de desarrollo proporcionada (peralte d): 12.37 pulgAutores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Longitud de desarrollo de varillas corrugadas con gancho estandar a 90.
Numero de Varilla Usada: 8
Longitud de Desarrollo basicaLhb = .02*db*fy/fc^0.5 = 12.0 pulg ACI 02 (12.5.2)
factor de Recubrimiento lateral grande> 6.3cm: 0.7 No aplicafactor de anillos o estribos : 0.8 aplicaLongitud de desarrollo efectiva: 9.63 pulg
8db 8 pulgMinima: 6 pulg
longitud de desarrollo proporcionada: 12.4 pulg
Transferencia por Friccion de cargas laterales en la base de la columna
factor lambda para concreto de peso normal: 1Coeficiente de friccion entre el concreto colado monoliticamente:
µ= 1.4Cortante Resistente por Friccion en la base:
Vn= 60.8*2810*1.4*1= 239206.47 kgCumple el Acero proporcionado
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Unión nivel 2:Columna W 14 x 159 con Viga W 12 x 40
Geometría de la columna:
COLUMNA: Eje : B Elem. No.: 65
peralte d = 15 pulg
ancho de patín bf = 15.6 pulg
espesor de alma tw = 0.745 pulg
espesor de patín tf = 1.19 pulg
Geometría de la viga:
VIGA: Elem. No.: 186
peralte d = 11.94 pulg
ancho de patín bf = 8.005 pulg
espesor de alma tw = 0.295 pulg
espesor de patín tf = 0.515 pulg
5.8.1 Datos de la placa y la soldadura de unión por momento.
Esfuerzo permisible a tensión de soldadura Fw: Usar = E 70
F w = 0.3 * Fu w = 21 ksi
Esfuerzo permisible a tensión del acero Fb: Usar = A- 36
F b = 0.60 * Fy = 21.6 ksi
Longitud de placa Lp = 20 pulg
Ancho de placa Wp = 7 pulg
Momento actuante en extremo de Viga:
M3-3= 1419.17 k- in Combo: 3
Calculo de fuerza a tensión actuante:
T = M / d = 1419.17 / 11.94 = 118.86 kip.
W14X159
W12X40
5.8 DISEÑO DE UNIÓN RÍGIDA VIGA -COLUMNA.
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Calculo de espesor requerido de la placa:
t p = T / ( Fb * Wp ) = 118.86 / ( 21.6 * 7 ) = 0.786 in
Usar un espesor de placa de: 7/8 in
Revisión de soldadura a tensión:
Tamaño mínimo de soldadura de filete: 1/8 in
Tamaño máximo de soldadura de filete:
0.875-0.0625= 13/16 in
Proponer tamaño de soldadura de filete D = 5/16 in
Calculo de longitud requerida de soldadura:
Lw = T / (0.70711 * D * Fw) =
Lw = 118.86 / ( 0.70711 * 0.3125 * 21 ) = 25.61 in
Longitud disponible de soldadura:
Ld = 2 ( Lp - 0.5 -1.2*Wp) + Wp = 29.2 in
Utilizar placa de 20 in x 7 in x 0.875 in
Utilizar soldadura E 70 con un D = 0.3125in
5.8.2 Datos de angular y la soldadura de unión por cortante:
Esfuerzo permisible a tensión de soldadura Fw: Usar = E 70
F w = 0.3 * Fu w = 21 ksi
Esfuerzo permisible a tensión del acero Fb: Usar = A- 36
F b = 0.60 * Fy = 21.6 ksi
Lado del angular a= 4.0 in
Longitud del angular L= 9.0 in
b = a - 0.5 = 3.5 in
x =(2 * 3.5*3.5/2)/(9+2*3.5)= 0.77 in
e = a - x = 3.23 in
x´ = b - x = 2.73 in
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
L
Longitud disponible de soldadura:
Ls = 2 * b + a = 16 in
Cortante actuante en extremo de Viga:
V= 21.90 kip Combo: 3
Cortante actuando en un angular:
R= V / 2 = 10.95 kip.
El momento polar de inercia Ip es : Ip= Ix + Iy
Ip=9^3/12+2*3.5*(9/2)²+9*(0.77)² +2*(0.77^3+2.73^3)/3
Ip = 221.64 in^4 / ancho sold.
Cortante actuante en la soldadura es:
Rs= R / Ls = 10.95 / 16 = 0.68 kip/in
Momento generado por la excentricidad:
M= R * e = 10.95* ( 4 - 0.77 ) = 35.42 k-in
Rh= M y / Ip =35.42*(9 / 2) / 221.64= 0.72 k/in
Rv=35.42 / 221.64 * 2.73 = 0.60 k/in
. Rw = ((Rs² + Rv²)+Rh²)^0.5 = 1.46 k/in
D = Rw / (0.70711 * Fw) =1.46/(0.70711*0.3*70)= 0.10 in
Proponer tamaño de soldadura de filete D = 3/16 in
a
c.g
0.5"
R
x
e
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Chequeo de la capacidad a cortante del alma:
2 * D * 0.70711 * Fw <= t w * 0.4 *Fy
2*0.1875*0.70711*0.3*70 <= 0.295*0.4*36
5.57 <= 5.62 O.K!
Chequeo de soldadura del patín de la columna:
Rh= 54 * V * a / (25* L²) = 54 * 21.9*4/ (25*9^2) = 2.34 k/in
Rv= R / L =10.95/9= 1.22 k/in
Rw= (2.34²+1.22²)= 2.64 k/in
D=2.64/(0.70711*0.3*70)= 0.178 in
Proponer tamaño de soldadura de filete D= 1/4 in
Chequeo del cortante en el angular:
Proponer un espesor de angular t a de: 5/16 in
D * 0.70711 * Fw <= t a * 0.4 * Fy
0.25*0.70711*0.3*70 <= 0.3125*0.4*36
3.71 <= 4.50 O.K!
Usar angular de 4 in x 4 in x 9 x 0.3125 in
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
5.9.1 Desplazamientos gravitacionales estáticos permisibles.
5.9.1.1 Deflexión en los voladizos del balcon.
Balcon en dirección transversal:
∆ Permisible: L/240
L = 1.00 m. 1000 mm.
∆ Permisible: 4.17 mm.
Output Sap2000: Nodo: 232 Combo: 1
Actuante: 2.19 mm. OK! Cumple 4.17 > 2.19
5.9 CONTROL DE DEFLEXIONES.
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De edificio de acero de tres plantas
5.9.1.2 Balcon en dirección Longitudinal.
∆ Permisible: L/240
L = 1.50 m. 1500 mm.
∆ Permisible: 6.25 mm.
Output Sap2000: Nodo: 240 Combo: 1
Actuante: 2.47 mm. OK! Cumple 6.25 > 2.47
Deflexión en Vigas de estructura:
5.9.1.3 Viga principal transversal.
∆ Permisible: L/240
L = 5.15 m. 5150 mm.
∆ Permisible: 21.46 mm.
Output Sap2000: Nodo: 67 Combo: 1
Actuante: 3.12 mm. OK! Cumple 21.46 > 3.12
.
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Alberto Isaac Raúdez Salgado203
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
5.9.1.4 Viga principal longitudinal.
∆ Permisible: L/240
L = 6.00 m. 6000 mm.
∆ Permisible: 25.00 mm.
Output Sap2000: Nodo: 185 Combo: 1
Actuante: 8.52 mm. OK! Cumple 25 > 8.52
5.9.2 Desplazamientos laterales permisibles.
Marco Transversal Eje: 2
Output Sap2000: Combo: 6
Para Estructura tipo 3 el factor de deformación dt : 2
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De edificio de acero de tres plantas
Nivel Piso ∆ relativo ∆ ∗ dt
del piso
3
3 3.85 7.7
2
2 0 01
1 5.94 11.88
0
H del piso ∆ perm.
(mm.) 0.009*(H )
3500 31.5 OK
3500 31.5 OK
3730 33.57 OK
Marco Longitudinal Eje: B
0
5.94
5.94
∆ del nivel
respecto a base (mm.)
9.79
.
.
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitario
De edificio de acero de tres plantas
Output Sap2000: Combo: 3
Para Estructura tipo 3 el factor de deformación dt : 2
Nivel Piso ∆ relativo ∆ ∗ dt
del piso
3
3 12.75 25.5
2
2 0 0
1
1 11.23 22.46
0
H del piso ∆ perm.
(mm.) 0.009*(H )
3500 31.5 OK
3500 31.5 OK
3730 33.57 OK
0
11.23
11.23
∆ del nivel
respecto a base (mm.)
23.98
.
.
Autores: Johnny José Rodas González Jurgen Vladimir Pacheco Palacios
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Unidada de gasto:1.00 pie³ / min.
0.0005 m³ / seg.
0.47 Lts. / seg.
7.481 G.P.M.
Gasto teórico:Primera planta (Uso publico - Comercio):
Segunda planta (Uso publico - Comercio):
Tercera Planta (Uso privado - Residencia):
Nota: Datos de gasto minimo para aparatos sanitarios corrientes fueron tomados
Urinario
Fregadero de cocina
Lavamanos
Fuente para beber -------------
Artefacto Gasto min. lts/seg.
Inodoro con tanque 0.10
Ducha -------------
Fuente para beber
Ducha 0.10
-------------
0.10
Artefacto
Urinario 0.10
Lavamanos
Fregadero de cocina
0.10
0.10
-------------
0.15
-------------
Gasto min. lts/seg.
Inodoro con tanque 0.10
0.10
-------------
-------------
Fuente para beber 0.10
Urinario
Fregadero de cocina
Lavamanos
Ducha
0.10
Artefacto Gasto min. lts/seg.
Inodoro con tanque
6.1 DISEÑO DE RED DE AGUA POTABLE.
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tabla No. 3 (Practica Europea)
6.1.1 Factor de uso según el numero de artefacto (segúnMétodo de Building Code).
No. Artef. F1 1.00
2 1.00
3 0.80
4 0.68
5 0.62
6 0.58
7 0.56
8 0.53
9 0.51
10 0.50
20 0.42
6.1.2 Perdidas de accesorios expresadas en Long. Equivalen-te según diametros usados (tabla 17).
1/2 " 3/4 " 1 " 1 1/4 " 1 1/2 "0.5 0.7 0.8 1.1 1.3
0.3 0.4 0.5 0.7 0.9
1 1.4 1.7 2.3 2.8
1 1.4 1.7 2.3 2.8
0.1 0.1 0.2 0.2 0.3
0.4 0.4 0.4 0.4 0.4
1.1 1.6 2.1 2.7 3.2
0.1 0.1 0.2 0.2 0.3
2.6 3.6 4.6 5.6 6.7
Nota: Longitud equivalente en metros de tuberia de diametro igual al
del accesorio.
Valor de C de ecuacion de Hazen - Williams:
Tuberia PVC SDR-26: 150
Llave angulo
Diametros (plgs.)Accesorio
Codo 90º radio corto
Tee paso directo
Tee salida lateral
Tee bilateral
Llave pase.
Reductores
Valvula de retencion
Valvula de Pase
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6.1.3 Longitud de tramos y diametros propuestos.
Tramo Longitud Diametro Tramo Longitud Diametro
1 1.43 1/2 22 0.79 1/2
2 2.48 1/2 23 0.84 3/4
3 3.63 1/2 24 1.11 1/2
4 3.73 1/2 25 3.36 1/2
5 9.71 3/4 26 1.03 1/2
6 1.28 1/2 27 0.79 1/2
7 1.00 1/2 28 0.78 1/2
8 1.04 1/2 29 0.38 3/4
9 2.45 1/2 30 1.03 1/2
10 0.55 3/4 31 0.79 1/2
11 1.11 1/2 32 0.78 1/2
12 3.36 1/2 33 2.57 3/4
13 1.03 1/2 34 1.11 1/2
14 0.79 1/2 35 0.79 1/2
15 0.78 1/2 36 0.84 3/4
16 1.03 1/2 37 3.50 1
17 0.79 1/2 38 3.90 1
18 0.78 1/2 39 6.63 1
19 0.38 3/4 40 10.36 1/2
20 2.57 3/4 41 15.58 1
21 1.11 1/2
6.1.4 Representación grafica de tramos.
Tercera Planta:
1
2
7
35
4
6
8
9
10
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Nota: Un rectangulo significa la existencia de un artefacto (Inodoro, Lavamano, du-
cha, Fregadero de cocina o Urinario) se recomienda auxiliarse de planos adjuntos
en anexos del presente trabajo para llevar un buen seguimiento a los calculos re-
alizados.
Segunda Planta:
Tuberia externa:
Primera Planta:
11
13
12
1415
16171819
20
2122
23
24
26
25
27288
303132229
33
3435
36
37
38
40
10
39
23
41
36
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Medidor
6.1.5 Lista de accesorios y sus long. Eq. según tipo deartefacto.
Inodoro con tanque:
Cantidad Accesorio 1/2 3/4 1 1 1/4 1 1/22 codo 90º 1 1.4 1.6 2.2 2.6
1 Tee 0.3 0.4 0.5 0.7 0.9
1 Llave angul. 2.6 3.6 4.6 5.6 6.7
Total 3.9 5.4 6.7 8.5 10.2
Urinario:
Cantidad Accesorio 1/2 3/4 1 1 1/4 1 1/21 codo 90º 0.5 0.7 0.8 1.1 1.3
1 Tee 0.3 0.4 0.5 0.7 0.9
1 Llave angul. 2.6 3.6 4.6 5.6 6.7
Total 3.4 4.7 5.9 7.4 8.9
Fregadero de cocina:
Cantidad Accesorio 1/2 3/4 1 1 1/4 1 1/22 codo 90º 1 1.4 1.6 2.2 2.6
1 Llave angul. 2.6 3.6 4.6 5.6 6.7
Total 3.6 5 6.2 7.8 9.3
Lavamanos:
Cantidad Accesorio 1/2 3/4 1 1 1/4 1 1/21 codo 90º 0.5 0.7 0.8 1.1 1.3
1 Tee 0.3 0.4 0.5 0.7 0.91 Llave angul. 2.6 3.6 4.6 5.6 6.7
Total 3.4 4.7 5.9 7.4 8.9
Ducha:
Cantidad Accesorio 1/2 3/4 1 1 1/4 1 1/2
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2 codo 90º 1 1.4 1.6 2.2 2.6
1 Llave angul. 0.1 0.1 0.2 0.2 0.3
Total 1.1 1.5 1.8 2.4 2.9
Fuente para beber:
Cantidad Accesorio 1/2 3/4 1 1 1/4 1 1/22 codo 90º 1 1.4 1.6 2.2 2.6
1 Llave angul. 2.6 3.6 4.6 5.6 6.7
Total 3.6 5 6.2 7.8 9.3
6.1.6 Calculo de caudales, velocidades y perdidas en la red.
6.1.6.1 Procedimiento de cálculo:
Se agruparan los tramos en ramales con el proposito de calcular el
caudal que necesitan los artefactos de dicho ramal, tambien se che-
quearan las velocidades en los tramos que conforman el ramal asi
como tambien las perdidas que se generaran desde el inicio del ra-
mal hasta el ultimo artefacto, las perdidas que se tomaran en cuenta
son debido a las tuberias de los tramos y los accesorios que se en-
cuentren en la ruta del flujo, a estas perdidas se le sumaran los acce-
sorios del ultimo artefcacto.
Luego de haber realizado este calculo se analizaran los tramos en
donde se unen dos o mas ramales, calculando los mismos parame-
tros de diseño que los realizados a los ramales, estos parametros
se analizaran y compararan con valores limites que nos indicaran si
la selección del diametro de tuberias es el adecuado.
Luego de tener los diametros optimos y las respectivas perdidadas
de los ramales y de los tramos en donde se conectan estos se esta-
blecera una ruta critica considerando la altura en que se encuentran
el artefacto y su ubicación en la red esto tomando en cuenta el arte-
factos mas alejados del medidor, con ello se probara si la red funcio-
nara optimamente y que tendra la presion suficiente para que fun-
cionen los artefactos.
Se realizaran los calculos utilizando caudales según practica Europe-
a y factores de uso del metodo de Building Code.
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6.1.7 Cálculos de perdidas.
RAMAL 1 DE TRAMOS 1, 2 Y 3:
No. Qt, No. Qt, No. Qt,Col. 1 2 3 4 5 6
tramo1 1 0.10
2 1 0.10 1 0.10
3 1 0.10 1 0.10 1 0.10
Qt, Qd. D C Sf.No. F Pulg. m/m9 10 11 12 13 14 15
1 1 0.10 0.10 0.5 150 0.07
2 1 0.20 0.20 0.5 150 0.25
3 0.8 0.30 0.24 0.5 150 0.35
m. m. m.V L Perd. Perd. L eq. Perd. Perd. P. totales
m/s m. m. Acum. m. Acces Acum. Acum.16 17 18 19 20 21 22 23
0.80 1.43 0.10 0.10 1.1 0.08 0.08 0.171.60 2.48 0.61 0.71 0.8 0.20 0.27 0.98
1.92 3.63 1.26 1.97 0.3 0.10 0.38 2.34
Accesorios: Tramo 1: Accesorios para una ducha.
Tramo 2: 1 codo 90 1/2 y 1 tee pase abierto 1/2.
Tramo 3: 1 tee pase abierto 1/2.
Artefacto
Inodoro
Accesesorios (m.)
Lavamano
Tercera Planta:
Gastos Teorico y de Diseño.Ducha
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RAMAL 2 DE TRAMO 4:
Qt, Qd.No. Qt, No. F
Col. 1 2 9 10 11 12tramo
4 1 0.15 1 1 0.15 0.15
D C Sf.Pulg. m/m
13 14 15
0.5 150 0.15
m. m. m.V L Perd. Perd. L eq. Perd. Perd. P. totales
m/s m. m. Acum. m. Acces Acum. Acum.16 17 18 19 20 21 22 23
1.20 3.73 0.54 0.54 3.6 0.52 0.52 1.06
Accesorios: Tramo 4: Accesorios para un fregadero de cocina.
RAMAL 3 DE TRAMOS 7 Y 8:
No. Qt, No. Qt, No. FCol. 1 2 3 4 9 10
tramo7 1 0.10 1 1
8 1 0.10 1 0.10 2 1
Lavamanos Inodoro Artefacto
Artefacto
Accesesorios (m.)
Gastos Teorico y de Diseño.
Gastos Teorico y de Diseño.
Fregadero de cocina
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Qt, Qd. D C Sf.Pulg. m/m
11 12 13 14 15
0.10 0.10 0.5 150 0.07
0.20 0.20 0.5 150 0.25
m. m. m.V L Perd. Perd. L eq. Perd. Perd. P. totales
m/s m. m. Acum. m. Acces Acum. Acum.16 17 18 19 20 21 22 23
0.80 1.00 0.07 0.07 3.4 0.23 0.23 0.30
1.60 1.04 0.26 0.33 0.3 0.07 0.31 0.63
Accesorios: Tramo 7: Accesorios para un Lavamanos
Tramo 8: 1 tee pase directo 1/2.
RAMAL 4 DE TRAMO 6:
Ducha Artefacto Qt, Qd.No. Qt, No. F
Col. 1 2 9 10 11 12
tramo6 1 0.10 1 1 0.10 0.10
D C Sf.Pulg. m/m
13 14 15
0.5 150 0.07
m. m. m.V L Perd. Perd. L eq. Perd. Perd. P. totales
m/s m. m. Acum. m. Acces Acum. Acum.16 17 18 19 20 21 22 23
0.80 1.28 0.09 0.09 1.1 0.08 0.08 0.16
Accesesorios (m.)
Gastos Teorico y de Diseño.
Accesesorios (m.)
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Accesorios: Tramo 6: Accesorios para una Ducha
TRAMO 5:
No. Qt, No. Qt, No. FCol. 1 2 3 4 9 10
tramo
5 1 0.30 1 0.15 4 0.68
Qt, Qd. D C Sf.Pulg. m/m
11 12 13 14 15
0.45 0.31 0.75 150 0.08
m. m. m.
V L Perd. Perd. L eq. Perd. Perd. P. totalesm/s m. m. Acum. m. Acces Acum. Acum.16 17 18 19 20 21 22 23
1.09 9.71 0.73 0.73 2.2 0.17 0.17 0.90
Accesorios: Tramo 5: 1 tee bilateral 3/4 y dos reductores de diametro.
TRAMO 9:
No. Qt, No. Qt, No. FCol. 1 2 3 4 9 10
tramo9 1 0.20 1 0.10 3 0.80
Gastos Teorico y de Diseño.Ramal 1 Ramal 2 Artefacto
Ramal 3 Ramal 4 ArtefactoGastos Teorico y de Diseño.
Accesesorios (m.)
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Qt, Qd. D C Sf.Pulg. m/m
11 12 13 14 15
0.30 0.24 0.5 150 0.35
m. m. m.V L Perd. Perd. L eq. Perd. Perd. P. totales
m/s m. m. Acum. m. Acces Acum. Acum.16 17 18 19 20 21 22 23
1.92 2.45 0.85 0.85 1 0.35 0.35 1.19
Accesorios: Tramo 9: 1 tee bilateral 1/2.
TRAMO 10:
No. Qt, No. Qt, No. FCol. 1 2 3 4 9 10
tramo
10 1 0.45 1 0.30 7 0.56
Qt, Qd. D C Sf.Pulg. m/m
11 12 13 14 15
0.75 0.42 0.75 150 0.14
m. m. m.
V L Perd. Perd. L eq. Perd. Perd. P. totalesm/s m. m. Acum. m. Acces Acum. Acum.16 17 18 19 20 21 22 23
1.49 0.55 0.07 0.07 1.8 0.24 0.24 0.32
Accesorios: Tramo 10:
Accesesorios (m.)
Gastos Teorico y de Diseño.Tramo 5 Tramo 9 Artefacto
Accesesorios (m.)
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1 tee bilateral 3/4 y un reductor de diametro.
Segunda Planata:
RAMAL 5 DE TRAMOS 11 Y 12:
No. Qt, No. Qt, No. FCol. 1 2 3 4 9 10
tramo11 1 0.10 1 1
12 1 0.10 1 0.10 2 1
Qt, Qd. D C Sf.Pulg. m/m
11 12 13 14 15
0.10 0.10 0.5 150 0.07
0.20 0.20 0.5 150 0.25
m. m. m.V L Perd. Perd. L eq. Perd. Perd. P. totales
m/s m. m. Acum. m. Acces Acum. Acum.16 17 18 19 20 21 22 23
0.80 1.11 0.08 0.08 3.4 0.23 0.23 0.31
1.60 3.36 0.83 0.91 0.3 0.07 0.31 1.21
Accesorios: Tramo 11: Accesorios para un Lavamanos
Tramo 12: 1 tee pase abierto1/2.
RAMAL 6 DE TRAMOS 13, 14,Y 15:
Gastos Teorico y de Diseño.Lavamanos Lavamanos Artefacto
Accesesorios (m.)
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No. Qt, No. Qt, No. Qt,Col. 1 2 3 4 5 6
tramo13 1 0.10
14 1 0.10 1 0.10
15 1 0.10 1 0.10 1 0.10
Qt, Qd. D C Sf.No. F Pulg. m/m9 10 11 12 13 14 15
1 1 0.10 0.10 0.5 150 0.072 1 0.20 0.20 0.5 150 0.25
3 0.8 0.30 0.24 0.5 150 0.35
m. m. m.V L Perd. Perd. L eq. Perd. Perd. P. totales
m/s m. m. Acum. m. Acces Acum. Acum.16 17 18 19 20 21 22 23
0.80 1.03 0.07 0.07 3.9 0.27 0.27 0.34
1.60 0.79 0.20 0.27 0.3 0.07 0.34 0.611.92 0.78 0.27 0.54 0.3 0.10 0.45 0.98
Accesorios: Tramo 13: Accesorios para un inodoro.
Tramo 14: 1 tee pase abierto 1/2.
Tramo 15: 1 tee pase abierto 1/2.
RAMAL 7 DE TRAMOS 16, 17,Y 18:
No. Qt, No. Qt, No. Qt,Col. 1 2 3 4 5 6
tramo16 1 0.10
17 1 0.10 1 0.10
18 1 0.10 1 0.10 1 0.10
Accesesorios (m.)
Artefacto
Gastos Teorico y de Diseño.Inodoro Urinario Urinario
Gastos Teorico y de Diseño.Inodoro Urinario Urinario
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Qt, Qd. D C Sf.No. F Pulg. m/m9 10 11 12 13 14 15
1 1 0.10 0.10 0.5 150 0.07
2 1 0.20 0.20 0.5 150 0.25
3 0.8 0.30 0.24 0.5 150 0.35
m. m. m.V L Perd. Perd. L eq. Perd. Perd. P. totales
m/s m. m. Acum. m. Acces Acum. Acum.16 17 18 19 20 21 22 23
0.80 1.03 0.07 0.07 3.9 0.27 0.27 0.34
1.60 0.79 0.20 0.27 0.3 0.07 0.34 0.61
1.92 0.78 0.27 0.54 0.3 0.10 0.45 0.98
Accesorios: Tramo 16: Accesorios para un inodoro.
Tramo 17: 1 tee pase abierto 1/2.
Tramo 18: 1 tee pase abierto 1/2.
No. Qt, No. Qt, No. FCol. 1 2 3 4 9 10
tramo21 1 0.10 1 1
22 1 0.10 1 0.10 2 1
Qt, Qd. D C Sf.
Pulg. m/m11 12 13 14 15
0.10 0.10 0.5 150 0.07
0.20 0.20 0.5 150 0.25
m. m. m.
RAMAL 8 DE TRAMOS 21 Y 22:
Artefacto
Accesesorios (m.)
Accesesorios (m.)
Gastos Teorico y de Diseño.Lavamanos Lavamanos Artefacto
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V L Perd. Perd. L eq. Perd. Perd. P. totales
m/s m. m. Acum. m. Acces Acum. Acum.16 17 18 19 20 21 22 23
0.80 1.11 0.08 0.08 3.4 0.23 0.23 0.31
1.60 0.79 0.20 0.27 0.3 0.07 0.31 0.58
Accesorios: Tramo 21: Accesorios para un Lavamanos
Tramo 22: 1 tee pase abierto1/2.
TRAMO 19:
No. Qt, No. Qt, No. FCol. 1 2 3 4 9 10
tramo19 1 0.20 1 0.30 5 0.62
Qt, Qd. D C Sf.Pulg. m/m
11 12 13 14 15
0.50 0.31 0.75 150 0.08
m. m. m.V L Perd. Perd. L eq. Perd. Perd. P. totales
m/s m. m. Acum. m. Acces Acum. Acum.16 17 18 19 20 21 22 23
1.10 0.38 0.03 0.03 2.2 0.17 0.17 0.20
Accesorios: Tramo 19: 1 tee bilateral 3/4 y 2 reductores de diametro.
TRAMO 20:
No. Qt, No. Qt, No. FCol. 1 2 3 4 9 10
Accesesorios (m.)
Gastos Teorico y de Diseño.Ramal 5 Ramal 6 Artefacto
Gastos Teorico y de Diseño.Ramal 7 Tramo 19 Artefacto
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tramo20 1 0.30 1 0.50 8 0.53
Qt, Qd. D C Sf.Pulg. m/m
11 12 13 14 15
0.80 0.42 0.75 150 0.14
m. m. m.V L Perd. Perd. L eq. Perd. Perd. P. totales
m/s m. m. Acum. m. Acces Acum. Acum.16 17 18 19 20 21 22 23
1.51 2.57 0.35 0.35 1.8 0.25 0.25 0.60
Accesorios: Tramo 20: 1 tee bilateral 3/4 y reductor de diametro.
TRAMO 23:
No. Qt, No. Qt, No. F
Col. 1 2 3 4 9 10tramo23 1 0.20 1 0.80 10 0.50
Qt, Qd. D C Sf.Pulg. m/m
11 12 13 14 15
1.00 0.50 0.75 150 0.19
m. m. m.V L Perd. Perd. L eq. Perd. Perd. P. totales
m/s m. m. Acum. m. Acces Acum. Acum.16 17 18 19 20 21 22 23
1.77 0.84 0.16 0.16 1.8 0.34 0.34 0.49
Accesesorios (m.)
Accesesorios (m.)
Gastos Teorico y de Diseño.Ramal 8 Tramo 20 Artefacto
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Accesorios: Tramo 23: 1 tee bilateral 3/4 y 1 reductores de diametro.
Tercera Planta:
No. Qt, No. Qt, No. FCol. 1 2 3 4 9 10
tramo24 1 0.10 1 1
25 1 0.10 1 0.10 2 1
Qt, Qd. D C Sf.Pulg. m/m11 12 13 14 15
0.10 0.10 0.5 150 0.07
0.20 0.20 0.5 150 0.25
m. m. m.V L Perd. Perd. L eq. Perd. Perd. P. totales
m/s m. m. Acum. m. Acces Acum. Acum.
16 17 18 19 20 21 22 23
0.80 1.11 0.08 0.08 3.4 0.23 0.23 0.31
1.60 3.36 0.83 0.91 0.3 0.07 0.31 1.21
Accesorios: Tramo 24: Accesorios para un Lavamanos
Tramo 25: 1 tee pase abierto1/2.
RAMAL 9 DE TRAMOS 24 Y 25:
Accesesorios (m.)
Gastos Teorico y de Diseño.Lavamanos Lavamanos Artefacto
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No. Qt, No. Qt, No. Qt,Col. 1 2 3 4 5 6
tramo26 1 0.10
27 1 0.10 1 0.10
28 1 0.10 1 0.10 1 0.10
Qt, Qd. D C Sf.No. F Pulg. m/m
9 10 11 12 13 14 15
1 1 0.10 0.10 0.5 150 0.07
2 1 0.20 0.20 0.5 150 0.25
3 0.8 0.30 0.24 0.5 150 0.35
m. m. m.V L Perd. Perd. L eq. Perd. Perd. P. totales
m/s m. m. Acum. m. Acces Acum. Acum.16 17 18 19 20 21 22 23
0.80 1.03 0.07 0.07 3.9 0.27 0.27 0.34
1.60 0.79 0.20 0.27 0.3 0.07 0.34 0.61
1.92 0.78 0.27 0.54 0.3 0.10 0.45 0.98
Accesorios: Tramo 26: Accesorios para un inodoro.
Tramo 27: 1 tee pase abierto 1/2.
Tramo 28: 1 tee pase abierto 1/2.
RAMAL 11 DE TRAMOS 30, 31 Y 32:
No. Qt, No. Qt, No. Qt,Col. 1 2 3 4 5 6
tramo30 1 0.10
Artefacto
Accesesorios (m.)
RAMAL 10 DE TRAMOS 26, 27 Y 28:
Gastos Teorico y de Diseño.Inodoro Urinario Urinario
Gastos Teorico y de Diseño.Inodoro Urinario Urinario
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31 1 0.10 1 0.10
32 1 0.10 1 0.10 1 0.10
Qt, Qd. D C Sf.No. F Pulg. m/m9 10 11 12 13 14 15
1 1 0.10 0.10 0.5 150 0.07
2 1 0.20 0.20 0.5 150 0.25
3 0.8 0.30 0.24 0.5 150 0.35
m. m. m.V L Perd. Perd. L eq. Perd. Perd. P. totales
m/s m. m. Acum. m. Acces Acum. Acum.16 17 18 19 20 21 22 23
0.80 1.03 0.07 0.07 3.9 0.27 0.27 0.34
1.60 0.79 0.20 0.27 0.3 0.07 0.34 0.61
1.92 0.78 0.27 0.54 0.3 0.10 0.45 0.98
Accesorios: Tramo 30: Accesorios para un inodoro.
Tramo 31: 1 tee pase abierto 1/2.
Tramo 32: 1 tee pase abierto 1/2.
No. Qt, No. Qt, No. FCol. 1 2 3 4 9 10
tramo34 1 0.10 1 1
35 1 0.10 1 0.10 2 1
Qt, Qd. D C Sf.Pulg. m/m
11 12 13 14 15
0.10 0.10 0.5 150 0.07
Artefacto
Accesesorios (m.)
RAMAL 12 DE TRAMOS 34 Y 35:
Gastos Teorico y de Diseño.Lavamanos Lavamanos Artefacto
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0.20 0.20 0.5 150 0.25
m. m. m.V L Perd. Perd. L eq. Perd. Perd. P. totales
m/s m. m. Acum. m. Acces Acum. Acum.16 17 18 19 20 21 22 23
0.80 1.11 0.08 0.08 3.4 0.23 0.23 0.31
1.60 0.79 0.20 0.27 0.3 0.07 0.31 0.58
Accesorios: Tramo 34: Accesorios para un Lavamanos
Tramo 35: 1 tee pase abierto1/2.
TRAMO 29:
No. Qt, No. Qt, No. FCol. 1 2 3 4 9 10
tramo29 1 0.20 1 0.30 5 0.62
Qt, Qd. D C Sf.
Pulg. m/m11 12 13 14 15
0.50 0.31 0.75 150 0.08
m. m. m.V L Perd. Perd. L eq. Perd. Perd. P. totales
m/s m. m. Acum. m. Acces Acum. Acum.16 17 18 19 20 21 22 23
1.10 0.38 0.03 0.03 2.2 0.17 0.17 0.20
Accesorios: Tramo 29: 1 tee bilateral 3/4 y 2 reductor de diametro.
TRAMO 33:
Accesesorios (m.)
Accesesorios (m.)
Gastos Teorico y de DiseñoRamal 9 Ramal 10 Artefacto
Gastos Teorico y de Diseño.
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No. Qt, No. Qt, No. FCol. 1 2 3 4 9 10
tramo33 1 0.30 1 0.50 8 0.53
Qt, Qd. D C Sf.Pulg. m/m
11 12 13 14 15
0.80 0.42 0.75 150 0.14
m. m. m.V L Perd. Perd. L eq. Perd. Perd. P. totales
m/s m. m. Acum. m. Acces Acum. Acum.16 17 18 19 20 21 22 23
1.51 2.57 0.35 0.35 1.8 0.25 0.25 0.60
Accesorios: Tramo 33: 1 tee bilateral 3/4 y 1 reductores de diametro.
TRAMO 36:
No. Qt, No. Qt, No. FCol. 1 2 3 4 9 10
tramo36 1 0.20 1 0.80 10 0.50
Qt, Qd. D C Sf.
Pulg. m/m11 12 13 14 15
1.00 0.50 0.75 150 0.19
m. m. m.V L Perd. Perd. L eq. Perd. Perd. P. totales
Accesesorios (m.)
Ramal 7 Tramo 19 Artefacto
Accesesorios (m.)
Gastos Teorico y de Diseño.Ramal 12 Tramo 33 Artefacto
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m/s m. m. Acum. m. Acces Acum. Acum.16 17 18 19 20 21 22 23
1.77 0.84 0.16 0.16 1.8 0.34 0.34 0.49
Accesorios: Tramo 36: 1 tee bilateral 3/4 y 1 reductores de diametro.
Bajantes.
TRAMO 37:
Qt, Qd.No. Qt, No. F
Col. 1 2 9 10 11 12tramo
37 1 0.75 7 0.56 0.75 0.42
D C Sf.Pulg. m/m
13 14 15
1 150 0.03
m. m. m.
V L Perd. Perd. L eq. Perd. Perd. P. totalesm/s m. m. Acum. m. Acces Acum. Acum.16 17 18 19 20 21 22 23
0.84 3.50 0.12 0.12 1.2 0.04 0.04 0.16
Accesorios: Tramo 37: 1codo 90º 1" y un reductor de diametro.
Accesesorios (m.)
Gastos Teorico y de Diseño.Tramo 10 Artefacto
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TRAMO 38:
No. Qt, No. Qt, No. FCol. 1 2 3 4 9 10
tramo38 1 0.75 1 1.00 17 0.44
Nota: El valor de F = 0.44 resulta de una interpolación.
Qt, Qd. D C Sf.Pulg. m/m
11 12 13 14 15
1.75 0.77 1 150 0.10
m. m. m.V L Perd. Perd. L eq. Perd. Perd. P. totalesm/s m. m. Acum. m. Acces Acum. Acum.16 17 18 19 20 21 22 23
1.54 3.90 0.40 0.40 2.1 0.21 0.21 0.61
Accesorios: Tramo 38: 1 tee bilateral 1" y 1 reductor de diametro.
TRAMO 39:
No. Qt, No. Qt, No. FCol. 1 2 3 4 9 10
tramo39 1 1.75 1 1.00 27 0.35
Gastos Teorico y de Diseño.
Accesesorios (m.)
ArtefactoTramo 23Tramo 37
Gastos Teorico y de Diseño.Tramo 38 Tramo 36 Artefacto
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Nota: El valor de F = 0.35 resulta de una interpolación.
Qt, Qd. D C Sf.
Pulg. m/m11 12 13 14 15
2.75 0.96 1 150 0.15
m. m. m.V L Perd. Perd. L eq. Perd. Perd. P. totales
m/s m. m. Acum. m. Acces Acum. Acum.16 17 18 19 20 21 22 23
1.92 6.63 1.02 1.02 2.9 0.45 0.45 1.47
Accesorios: Tramo 39: 1 tee bilateral 1", un codo 90º 1"y 1 reductor de
diametro.
RAMAL 13 DE TRAMO 40:
Qt, Qd.
No. Qt, No. FCol. 1 2 9 10 11 12tramo
40 1 0.10 1 1 0.10 0.10
D C Sf.Pulg. m/m
13 14 15
0.5 150 0.07
m. m. m.V L Perd. Perd. L eq. Perd. Perd. P. totales
m/s m. m. Acum. m. Acces Acum. Acum.16 17 18 19 20 21 22 23
Accesesorios (m.)
Accesesorios (m.)
Gastos Teorico y de Diseño.Fuente para beber Artefacto
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0.80 10.36 0.71 0.71 3.6 0.25 0.25 0.96
Accesorios: Tramo 40: Accesorios para una fuente para beber.
TRAMO 41:
No. Qt, No. Qt, No. FCol. 1 2 3 4 9 10
tramo41 1 2.75 1 0.10 28 0.34
Nota: El valor de F = 0.34 resulta de una interpolación.
Qt, Qd. D C Sf.Pulg. m/m
11 12 13 14 15
2.85 0.97 1 150 0.16
m. m. m.V L Perd. Perd. L eq. Perd. Perd. P. totales
m/s m. m. Acum. m. Acces Acum. Acum.16 17 18 19 20 21 22 23
1.93 15.58 2.44 2.44 2.1 0.33 0.33 2.77
Accesorios: Tramo 41: 1 tee bilateral 1"y 1 reductor de diametro.
RUTA CRITICA ANALIZADA:
Como ruta critica se analizara desde el tramo 41 que se conecta al
medidor hasta la ducha del tercer piso (Ducha en dormitorio 1).
PERDIDAS:
Gastos Teorico y de Diseño.
Accesesorios (m.)
Tramo 39 Ramal 13 Artefacto
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2.00 m. Perdida del medidor tabla
0.20 m. No. 18.
2.10 m.2.77 m. Diametro de 1 " con un cau-
1.47 m. dal de 0.97 lps. o 15.36 gpm.
0.61 m.0.16 m.0.32 m.0.90 m.2.34 m.7.40 m.1.80 m.2.00 m.
24.07 m.
Para la utilizacion de la red propuesta es necesario comprobar que
exista la presion de 24.07 m. En la conexcion domiciliar donde esta-
ra conectado el medidor.
Al utilizar como velocidades minimas 0.60 m/s. Y al revizar en cál-culos realizados el cumplimiento de este valor garantizamos que el
flujo arrastre cualquier particula. Se chequeo las velocidades con el
valor de velocidad maxima de 2 m/s. Resultando satisfactorios to-
dos los valores calculados garantizando que no se generen ruidos
debido al paso del flujo por las tuberias.
Se escogieron los diametros optimos para cumplir con parametros
de velocidades y perdidas, tambien tomando en cuenta que no
exista muchos cambios de diametros que generan problemas
constructivos.
A continuacion se mostrara graficamente la red en planta con
diametros propuestos:
Presion minima en artefacto:
Tramo 10:
Tramo 5:
Altura desde nivel 1 hasta nivel 3:
Altura de ducha:
Balbula de retencion tipo liviana 1":
Tramo 41:
Tramo 39:
Tramo 37:
Balbula de compuerta abierta 1":
Tramo 38:
Ramal 1:
CONCLUCIONES:
Tercera Planta:
Total de carga requerida:
Medidor:
1/21/2
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Primera Planta:
Segunda Planta:
1/2
1/2
3/4
1/21/2
1/2
1/2
3/4
1/2
1/2
1/2 1/2
3/4
1/2
3/4 1/2
3/4
1/2
1/2
1/2
1/2
1/2
1/2
1/2 1/21/2
3/4 1/21/21/2
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Medidor
Representacion Grafica de tramos:
PRIMERA Y SEGUNDA PLANTA:
Tuberia externa:
1"
1"
1/2
3/4
1"
3/4
1"
3/4
3/4
3/4
1/2 1/2
12
4
3
56
8 79
10
12
13
11
14
6.2 DISEÑO DE RED DE AGUASSERVIDAS.
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TERCERA PLANTA:
BAJANTES Y COLECTOR:
Bajantes.
Colector.ConecciónPublica.
14
14
26
29
27
28
1516
17
1819
20
21
2322
24
25
26
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Nota: Un rectangulo significa la existencia de un artefacto (Inodoro,
Lavamano, ducha, Fregadero de cocina o Urinario) se recomienda
auxiliarse de planos adjuntos en anexos del presente trabajo para
llevar un buen seguimiento a los calculos realizados.
6.2.1 Procedimiento de cálculo.
Se agruparan los tramos según la acumulacion del caudal tomando
en cuenta la dirección del flujo, A cada artefacto se le asignara uni-
dades de descarga según criterios de diseño, se calculara el total
de unidades de descarga de los grupos y se le asignara el diametro
y la pendiente optima debido al cuadal.
PRIMERA Y SEGUNDA PLANTA:
Grupo. Tramo Artefact. Diametro Pendiente
1 1 Lavamano 2" 2%
Grupo. Tramo Artefact. Diametro Pendiente
2 2 Lavamano 2" 2%
Grupo. Tramo Artefact. Diametro Pendiente
1 Lavamano
3 2 Lavamano
3 Total 4" 1%
Grupo. Tramo Artefact. Diametro Pendiente
4 4 Inodoro 4" 1%
Grupo. Tramo Artefact. Diametro Pendiente
4 Inodoro
5 5 Urinario 4
Unid. De descarga
4
Unid. De descarga
4
Unid. De descarga2
Unid. De descarga
2
Unid. De descarga
2
2
4
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Total 4" 1%
Grupo. Tramo Artefact. Diametro Pendiente
4 Inodoro
6 5 Urinario
6 Urinario
Total 4" 1%
Grupo. Tramo Artefact. Diametro Pendiente
7 7 Inodoro 4" 1%
Grupo. Tramo Artefact. Diametro Pendiente
7 Inodoro
8 8 Urinario
Total 4" 1%
Grupo. Tramo Artefact. Diametro Pendiente
7 Inodoro
9 8 Urinario
9 Urinario
Total 4" 1%
Grupo. Tramo Artefact. Diametro Pendiente
10 10 Lavamano 2" 2%
Grupo. Tramo Artefact. Diametro Pendiente
11 11 Lavamano 2" 2%
Grupo. Tramo Artefact. Diametro Pendiente
10 Lavamano
12 11 Lavamano
12 Total 4" 1%
Grupo. Tramo Artefact. Diametro Pendiente
Grupo 9
13 Grupo 12
13 Total 4" 1%
Grupo. Tramo Artefact. Diametro Pendiente
Grupo 13
14 Grupo 3
16
Unid. De descarga
16
4
4
Unid. De descarga
12
4
2
Unid. De descarga
2
2
12
Unid. De descarga
2
Unid. De descarga
Unid. De descarga
4
4
4
Unid. De descarga
4
4
8
12
4
Unid. De descarga
4
8
Unid. De descarga
4
4
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Grupo 6
14 Total 4" 1%
TERCERA PLANTA:
Grupo. Tramo Artefact. Diametro Pendiente
15 15 Lavamano 2" 2"%
Grupo. Tramo Artefact. Diametro Pendiente
16 16 Ducha 2" 2%
Grupo. Tramo Artefact. Diametro Pendiente
Grupo 15 Lavamano
17 Grupo 16 Ducha
17 Total 4" 1%
Grupo. Tramo Artefact. Diametro Pendiente
18 18 Inodoro 4" 1%
Grupo. Tramo Artefact. Diametro Pendiente
Grupo 17
19 Grupo 18
19 Total 4" 1%
Grupo. Tramo Artefact. Diametro Pendiente
20 20 Fregadero 2" 2%
Grupo. Tramo Artefact. Diametro Pendiente
21 21 Ducha 2" 2%
Grupo. Tramo Artefact. Diametro Pendiente
Grupo 21
22 22 Inodoro
Total 4" 1%
Grupo. Tramo Artefact. Diametro Pendiente
23 23 Lavamano 2" 2%
Grupo. Tramo Artefact. Diametro Pendiente
Grupo 22
24 Grupo 23
24 Total 4" 1%
2
8
Unid. De descarga
2
Unid. De descarga
6
Unid. De descarga
2
4
6
Unid. De descarga
2
Unid. De descarga
2
Unid. De descarga
4
4
8
2
4
Unid. De descarga
4
Unid. De descarga
2
Unid. De descarga
2
32
12
Unid. De descarga2
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Grupo. Tramo Artefact. Diametro Pendiente
Grupo 20
25 Grupo 24
25 Total 4" 1%
Grupo. Tramo Artefact. Diametro Pendiente
Grupo 19
26 Grupo 25
26 Total 4" 1%
BAJANTE:
Grupo. Tramo Artefact. Diametro
Grupo 14
27 Grupo 14
Grupo 26
27
28 Total 4"
COLECTOR:
Grupo. Tramo Artefact. Diametro Pendiente
27 Grupo 27
29 Total 4" 1%
CONCLUSIONES:
Se proponen los diametros y pendientes de tuberia que a continua-
cion se presentan:
PRIMERA Y SEGUNDA PLANTA:
Representacion Grafica de tramos:
82
----------
82
32
82
18
Unid. De descarga
10
18
Unid. De descarga
32
8
10
Unid. De descarga8
Unid. De descarga
2
2 " - 2%2" - 2%
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TERCERA PLANTA:
-
4" - 1%
4" - 1%
4" - 1%4" - 1%
4" - 1% 4" - 1%4" - 1%
12
4" - 1%
11
4" - 1%
2 " - 2%
2 " - 2%
4 " - 1%
1516
17
1819
20
21
2322
24
25
4" - 1%
2 " - 2%2" - 2%
4" - 1%
4" - 1%4" - 1%
4" - 1%
2" - 2%
4" - 1%
2 " - 2%
2 " - 2%
4 " - 1%
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BAJANTES Y COLECTOR:
Bajantes.
Colector.ConecciónPublica.
4" - 1%
4" - 1%
4" - 1%
4" - 1"
4"
4"
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitarioDe edificio de acero de tres plantas.
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En esta parte del trabajo se exponen de forma general las consideraciones
fundamentales que describen el proceso de cumplimiento de los objetivos propuestos
en nuestro proyecto.
En el análisis estructural del edificio se ha revisado el comportamiento de éste ante
cargas verticales y horizontales, en el caso de miembros secundarios del edificio quecomponen el sistema de entrepiso se les realizó un diseño gravitacional, obteniendo
como resultado un sistema que se comporta satisfactoriamente ante los requerimientos
de serviciabilidad mínimos a que fueron sometidos como son: resistencia a esfuerzos
flexionantes y deflexiones, lo cual se procuró cumplieran con los permitidos. Se obtuvo
un sistema económico de fácil construcción compuesto por vigas metálicas de
espesor estructural mínimo de 1/8 “ y lamina troquelada 9-A de 1/16 “ de espesor de
lámina.
En el mismo análisis estructural del edificio fue revisada la capacidad de la
superestructura ante solicitaciones sísmicas calculadas por el método “Estático
Equivalente.” Propuesto por el RNC-83, donde fueron revisados los efectos de corte,
torsión y momento de volcamiento que afectan el comporamieno de la superestructura
La cual fue diseñada para resistirlos, estos efectos fueron contrarrestados
proporcionando una estructura que tiene elementos resistentes con un factor de
seguridad aceptable, en el caso de los elementos de acero constan con los factores de
seguridad del ASD, el único efecto más critico es el de volcamiento del edificio que su
factor de seguridad es poco mayor que la unidad, lo cual nos indica que no será una
falla que represente el colapso del edificio, pero este valor crea un poco de inseguridad.
Sobre esto se puede concluir que su factor de seguridad es mayor que el calculado,
esto debido a la exclusión en el análisis del peso de la cimentación y del suelo sobre
7.1 CONCLUSIONES.
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitarioDe edificio de acero de tres plantas.
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ésta. El sistema estructural revisado es una serie de marcos de acero en las dos
direcciones principales con conexiones rígidas uniendo a los elementos que los
componen.
El análisis y diseño de la superestructura se realizó utilizando el programa de análisis y
diseño estructural Sap2000NL 8.3.5, se procuró que la estructura analizada fuese
revisada por el programa con un modelo idealizado que representa el prototipo físico
del proyecto, habiendo para ello utilizado gran parte de las herramientas que nos
provee este software y que facilita el trabajo del diseñador, se procuró que los datos
introducidos al programa fueran consistentes a la naturaleza del modelo, parámetroque es importante para obtener resultados correctos tanto en el análisis como en el
diseño.
Como se dijo anteriormente el diseño de los elementos de la superestructura se obtuvo
mediante Sap2000, pero siempre es necesario realizar una revisión manual del diseño
de los elementos principales, a lo cual conlleva a tener la certeza de que los cálculos
están correctos, para esto fueron utilizadas las normas AISC-ASD89, las secciones
revisadas son perfiles W normados AISC que serán detallados en planos adjuntos a
este trabajo.
La cimentación del edificio es pilar fundamental de la estabilidad de todo el conjunto,
debido a que su fallamieto conlleva al colapso de este. Por lo que fue necesario hacer
una revisión minuciosa de todos los elementos que aportan resistencia a las fuerzas
inducidas por cargas gravitacional del edificio y cargas sísmicas provocadas por
movimiento en la masa del suelo, fue revisado un modelo de cimentación que consiste
en una zapata aislada con dimensiones cuadradas que cumpliera con requisitos de
estabilidad (deslizamiento y volcamiento de la cimentación, presiones en el suelo) y de
resistencia.
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitarioDe edificio de acero de tres plantas.
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El sistema estructural que esta compuesto el edificio no es capaz de resistir las
solicitaciones sin tener un sistema de unión entre sus elementos tanto principales
como secundarios. La unión revisada es la que conecta la viga transversal del primer
nivel con la columna del primer piso, fue escogida por ser una de las más criticas e
importantes dentro del comportamiento de la estructura. Esta conexión es capaz de
resistir la acción de las reacciones en el extremo de la viga, tanto el cortante como el
momento, se diseño considerando los requerimientos del AISC.
Es importante en cualquier tipo de estructuras revisar las deflexiones provocadas por las diferentes cargas que las afectan, habiendo realizado en el presente trabajo un
chequeo de deflexiones laterales y verticales, se utilizó para esto los valores
permisibles propuestos por el RNC-83, estando comprobado que los miembros
principales y secundarios de la estructura en estudio tendrá un buen comportamiento,
las deflexiones actuantes fueron calculadas en la superestructura por el programa
Sap2000 y de forma manual en elementos secundarios.
En el diseño hidrosanitario del edificio fue tomado en cuenta la propuesta de redes de
agua potable y aguas servidas descritas en planos existentes del proyecto, por tanto
fue hecha solamente una revisión de que estas redes cumplieran con las normas
mínimas para esta tipo de diseño y que son referenciadas en los cálculos. Se revisaron
diámetros de tuberías, velocidades en la red así como la presión mínima que debe
existir en la red domiciliar donde estará suministrado el vital liquido para que las redes
trabajen satisfactoriamente.
Los planos presentados en la parte final de este trabajo no es más que la
representación grafica de todos los resultados obtenidos en el diseño, se procuro que
fueran lo más detallado posible para que el lector tenga una visión más amplia en que
consiste el proyecto.
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Diseño de Superestructura, cimentaciones e hidrosanitarioDe edificio de acero de tres plantas.
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Los autores de esta obra concluyen que lo presentado en ella son los requisitos
mínimos en estructuración, análisis y diseño que un edificio con similitud al de nuestro
proyecto se le debe proporcionar.
Además de recomendar todos los procedimientos realizados en este proyecto, esnecesario tomar en cuenta otros, que de su realización depende el buen
funcionamiento del edificio; como un sistema que brindará un servicio para el cual esta
destinado.
Se recomienda la realización de un estudio técnico del subsuelo donde será cimentado
el edificio para así comprobar que las asunciones hechas sobre las propiedades
mecánicas de éste son como mínimo las propuestas en el diseño de cimentaciones.
Es importante realizar una medición en la red de agua potable, de la presión
proporcionada en horas críticas de consumo para tener una seguridad de que el
sistema funcione adecuadamente.
7.2 RECOMENDACIONES.
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American Society of Civil Engineers, "Minimun Desing Loads for Buildings and
other structures", ASCE 7-02 , 2da Edición.
Reglamento Nacional de la Construcción "RNC-83". International Buildíng. code2000, IBC, BOCA, SBCCI, ICC. Joseph E. Bowles, Structural Steel design, 4ta Edición. Joseph E. Bowles, Fundation Analysis and Desing, 6 ta Edición. Coleman Robert A. "Structural Systems Design". Buildíng Code Requirements for Structural Concrete (ACI 318-02} and
Commentary (ACI 318R-02) State-Of-The-Art Report On Anchorage To Concrete Reported by ACI Committee 355
Wakabayashi, Minoru. "Diseño de Estructuras Sismorresistentes". Penzien, Joseph. "Dinamics Of Structures". UBC FEMASeismic design for building, Departments of the Army, The Navy, and The Air
force. Of United States, Abril 1963.
Instalacione shidrosanitarias en edificios, profesor Ottoniel Arguello, Curso de
Titulacion de obras verticales.
Análisis Sísmico, Universidad de Zulia, Venezuela.1975.
Manual para el diseño de estructuras de acero, Sap2000NL 8.3.5
Manual of Steel Construction, AISC-ASD89, 8va edición.
BIBLIOGRAFIA