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0 Emisión Inicial C. Alarcón M. Gómez A. Galindo 2013/08/08

Rev. Descripción Diseñó Revisó Aprobó Fecha

DISEÑO DE LA LÍNEA DE TRANSMISIÓN A 115 Kv

ENTRE LA S.E. OCOA, S.E. GUAMAL (MANUELITA) Y S.E. SAN FERNANDO

MEMORIA DE DISEÑO DE CIMENTACIONES - TOMO II

CRUCE DEL RIO GUAYURIBA

Diseñó: Revisó: Documento Nº.: Rev.

C. Alarcón M. Gómez 0Fecha: Fecha: Fecha: Codigo cliente: Rev Cliente.

2013/08/06 2013/08/08 2013/08/08 0

Aprobó:

A. Galindo

0

750-LTM-015

TOMO II - DISEÑO DE CIMENTACIONES (CONSORCIO DISEÑOS META A+I&D)

750-LTM-015 – Tomo II - Memoria de diseño de cimentaciones cruce río Guayuriba Página 2 de 80

TABLA DE CONTENIDO

1. INTRODUCCIÓN ................................................................................................... 4 2. DISEÑO DE CIMENTACIONES ............................................................................. 4 3. FUERZAS HIDRDINÁMICAS DE LA CORRIENTE ................................................ 5 4. CARGAS ACTUANTES ......................................................................................... 6 4.1. REACCIONES USADAS EL DISEÑO DE ZAPATAS ....................................... 6 4.2. REACCIONES USADAS EN EL DISEÑO DE PILOTES .................................. 6 5. METODOLOGÍA DE DISEÑO PARA EL CONJUNTO PILOTES – VIGAS ........... 12 5.1. VERIFICACIÓN A COMPRESIÓN Y AL ARRANCAMIENTO DE PILOTES .. 12 5.2. VERIFICACIÓN A FUERZAS HORIZONTALES EN LOS PILOTES .............. 13 5.3. ELABORACIÓN DEL MODELO..................................................................... 15 5.4. VIGA DE AMARRE ........................................................................................ 15 5.5. DISEÑO DE CONCRETO REFORZADO ...................................................... 16 6. METODOLOGÍA DE DISEÑO DEL CONJUNTO PILOTES - VIGAS .................... 17 6.1. METODOLOGÍA ............................................................................................ 17 6.1.1. VERIFICACIÓN AL ARRANQUE ................................................................... 18 6.1.2. VERIFICACIÓN AL VOLTEO ........................................................................ 18 6.1.3. VERIFICACIÓN A LA COMPRESIÓN ........................................................... 19 6.2. DISEÑO ESTRUCTURAL DE LA ZAPATA .................................................... 20 6.2.1. CHEQUEO A CORTANTE DE LA ZAPATA ................................................... 21 6.2.1.1. CHEQUEO A CORTANTE POR PUNZONAMIENTO ............................... 21 6.2.1.2. CHEQUEO A CORTANTE COMO VIGA ANCHA ..................................... 22 6.2.2. DISEÑO A FLEXIÓN DE LA ZAPATA ........................................................... 22 6.2.3. DISEÑO DEL REFUERZO DEL PEDESTAL ................................................. 24 6.2.3.1. ACERO SUMINISTRADO PARA ATENDER FLEXO TRACCIÓN ............. 25 6.2.3.2. ACERO SUMINISTRADO PARA ATENDER FLEXO-COMPRESIÓN ....... 26 7. PARÁMETROS DEL SUELO ............................................................................... 28 8. MATERIALES ...................................................................................................... 28 9. RESULTADOS ..................................................................................................... 28 10. DOCUMENTOS DE REFERENCIA ............................................................... 29 11. ANEXOS ....................................................................................................... 30 11.1. ESTUDIO DE SUELOS DEL RIO GUAYURIBA ............................................ 31 11.2. ESTUDIO DE SOCAVACIÓN DEL RIO GUAYURIBA ................................... 32 11.3. FUERZAS HIDRODINÁMICAS SOBRE LA CIMENTACIÓN SOCAVADA .... 33 11.4. REACCIONES DE LA TORRE AE ................................................................. 34 11.5. PREDIMENSIONAMIENTO DE LOS PILOTES ............................................. 46 11.6. COEFICIENTE DE BALASTO DEL SUELO .................................................. 49 11.7. ANÁLISIS ESTRUCTURAL DE PILOTES Y VIGAS ...................................... 53 11.8. ANÁLISIS ESTRUCTURAL DE LAS VIGAS .................................................. 64 11.9. DISEÑO DE LOS PILOTES Y CURVA DE INTERACCIÓN ........................... 67 11.10. DISEÑO DE LAS VIGAS DE AMARRE ......................................................... 69 11.11. DISEÑO DE PEDESTALES ........................................................................... 72 11.12. DISEÑO DE ZAPATA .................................................................................... 74 11.13. cimentación en pila- vigas de amarre, torres 16 y 17 ..................................... 77 11.14. cimentaciónen zapatas, torre 18 .................................................................... 79



INDICE DE TABLAS Tabla 1. Reacciones máximas para la torre AE, usadas en el diseño de zapatas. .. 6

Tabla 2. Reacciónes derivadas de los árboles de carga, teniendo en cuenta el viento reducido (condición extrema) ................................................................................. 7

Tabla 3. Reacciones verticales usadas en el prediseño de los pilotes, condición normal (A) y extrema (vieto reducido) (B). ....................................................................... 8 Tabla 4. Reacciones y momentos actuantes en la parte superior de la pila empotrada (4m bajo el nivel del terreno actual) ............................................................. 9 Tabla 5. Reacciones y momentos usados en el diseño de pilotes para la segunda condición (extrema). .......................................................................................................... 11 Tabla 6. Coeficientes de balasto del suelo suministrados en el estudio de suelos.14

Tabla 7.Parámetros generales del suelo de fundación. .............................................. 28

INDICE DE FIGURAS Figura 1. Análisis de fuerzas para la condición extrema. ............................................ 10

Figura 2. Sistema de coordenadas adoptado por el programa de análisis de conjunto de pilotes – vigas. .............................................................................................. 12

Figura 3. Modelación de la interacción suelo-estructura utilizando resortes horizontales y verticales que simulan el suelo. ............................................................. 13 Figura 4. Discretización del elemento pilote. ................................................................. 15 Figura 5. Configuración general del sistema de pilotes - vigas de amarre. ............. 16 Figura 6. Geometría general de la zapata y sentido de las cargas externas. ......... 17 Figura 7. Distribución de esfuerzos en la zapata ......................................................... 23 Figura 8. Distribución de esfuerzos en el pedestal. ..................................................... 26



1. INTRODUCCIÓN

En el siguiente informe se presenta la memoria de cálculo del diseño de las cimentaciones tipo pilotes con vigas y zapatas de las torres de transmisión de energía T-16, T-17 y T-18 (tipo AE) a 115kV, que se harán en el departamento del Meta para el cruce del Río Guayuriba. Las torres mencionadas hacen parte del proyecto desarrollado por EMSA que consiste en la línea de transmisión eléctrica entre la subestación Ocoa (Villavicencio), la subestación Guamal y la subestación San Fernando (Guamal). La cimentación más adecuada para cada torre depende de las condiciones del entorno definidas en las recomendaciones del estudio de suelos, dado que las torres 16, 17 y 18 se encuentran en cercanías del río Guayuriba, requieren de cimentaciones especiales que soporten las solicitaciones que dicha corriente de agua haría sobre las estructuras de transmisión de energía, tales como la socavación.

2. DISEÑO DE CIMENTACIONES

Según lo anterior se usarán cimentaciones especiales que consten de pilotes y vigas de amarre para las torres 16 y 17, las cuales están expuestas a la acción del río, mientras que en la torre 18 (ubicada en la orilla del río hacia el municipio de Guamal) se usarán cimentaciones tipo zapata debido a que su cota de terreno está aproximadamente 18 m sobre la cota del nivel de agua del río. El diseño de las cimentaciones con pilotes se realiza teniendo en cuenta las consideraciones del estudio de socavación (ver ANEXO 2), el cual se realizó sobre la sección del río actual bajo el trazado de la línea a construir. En éste estudio se concluye que la profundidad máxima de socavación del río sería de 4.0 m. También se consideró el estudio de suelos de la zona, debido a que de éste se obtienen los parámetros determinantes del suelo para poder definir las capacidades portantes y demás características de resistencia. Dicho estudio fue realizado en la orilla del río que está hacia Villavicencio y se puede observar en el ANEXO 1. El diseño de la cimentación con pilotes considera una longitud mínima empotrada bajo el nivel máximo de socavación. Las cargas laterales se modelan junto con los pilotes y vigas de amarre en una hoja de cálculo desarrollada en Ingeniería & Diseño S.A. para el conjunto de vigas – pilotes. Los datos de entrada al programa y el análisis estructural resultante se



muestran en el ANEXO 7, teniendo en cuanta que se entran primero las cargas de trabajo para verificar la capacidad de los pilotes ante las solicitaciones laterales y luego se calcula nuevamente con las cargas de diseño. Para el diseño de las cimentaciones en zapata, se debe considerar la capacidad portante del suelo definida también en el estudio de suelos. El diseño de ésta cimentación se describe en la sección 6 de éste documento y en el ANEXO 12.

3. FUERZAS HIDRDINÁMICAS DE LA CORRIENTE

Ésta clase de fuerzas se generan en la cimentación que ha sido socavada y debido al flujo de agua que genera un arrastre en los elementos expuestos al flujo. Para el cálculo de las fuerzas hidrodinámicas en cada elemento a considerar (pedestal, viga y sección de pila socavada) se usa la siguiente expresión.

Como en la sección del río considerada no existen curvaturas en planta del cauce, se considera que no existe aceleración del fluido por lo que solo el primer término de la expresión anterior sería aplicable. En el cálculo del coeficiente de arrastre Cd se debe tener en cuenta el número de Reynolds de cada elemento expuesto. Luego con dicho número se entra en un ábaco que presenta el coeficiente de arrastre como función del número de Reynolds, y también la forma del obstáculo en la corriente. El cálculo detallado de éste parámetro para cada elemento (Sección de pila, viga y pedestal) se encuentra en el ANEXO 3.



4. CARGAS ACTUANTES

4.1. REACCIONES USADAS EL DISEÑO DE ZAPATAS

Las reacciones para el diseño de las cimentaciones se han calculado a partir de los árboles de carga por medo de la aplicación del concepto de momento, con el cual es posible determinar cargas en los montantes de las patas. El procedimiento general consiste en transformar las cargas de cada hipótesis de los árboles de carga, en momentos con respecto a la base de la torre, para finalmente sumar todos los momentos y desagruparlos en pares de fuerzas que actúan sobre las patas de la torre. Las reacciones que se han tomado como las máximas para la torre tipo AE se muestran en la siguiente tabla, dichas cargas se usarán en el diseño de la zapata debido a que no están afectadas por la acción de la fuerza hidrodinámica y además se concentran sobre el pedestal. El cálculo detallado de las reacciones de trabajo y de diseño se muestra en el ANEXO 4.

Tabla 1. Reacciones máximas para la torre AE, usada s en el diseño de zapatas.

4.2. REACCIONES USADAS EN EL DISEÑO DE PILOTES

Las anteriores cargas son adecuadas para el cálculo de las cimentaciones tipo zapatas. Pero para el predimensionamiento y diseño de pilotes, existen dos condiciones de carga:



1- Condición normal: Se refiere a las cargas que se determinan al usar las fuerzas de los árboles de carga sin afectarlas con ningún factor de reducción o aumento.

2- Condición extrema: Se refiere a las cargas que se determinan al usar las fuerzas de viento reducidas por un factor de reducción (relación entre el viento coincidente y máximo), adicionando las cargas producidas por las fuerzas hidrodinámicas.

Las reacciones resultantes de la torre aplicadas sobre el pedestal para la primera condición son las definidas en la tabla 1, mientras que las reacciones de la torre sobre el pedestal al usar las fuerzas de viento reducidas se muestran en la tabla 2. En el ANEXO 4 también se encuentran los cálculos detallados para determinar las reacciones de la torre para la condición extrema que considera el viento reducido.

Tabla 2. Reacciónes derivadas de los árboles de car ga, teniendo en cuenta el viento

reducido (condición extrema)

Para el predimensionamiento de las cimentaciones en pilotes-vigas en ambas condiciones (condición normal y extrema), se considera el peso de la cimentación que quedaría sin soporte lateral debido a la socavación. Entonces se considera que aparte de las reacciones definidas en la tablas 1 y 2, para las condiciones 1 y 2 respectivamente, se debe adicionar a la carga vertical el peso propio del



pedestal, la viga de amarre y también la sección de 4 m de pilote que queda socavada. Para definir las cargas muertas de los elementos estructurales mencionados se han asumido las siguientes dimensiones basados en la experiencia en proyectos con similares condiciones.

Viga de amarre. Sección de 0.85 m * 0.6 m y longitud de 13.38 m (longitud real considerando el ancho entre patas mas la longitud del pedestal la cual hace crecer el ancho entre patas). Pila. Diámetro de 1 m y longitud de 4 m (4 m de socavación). Pedestal. Sección cuadrada de 0.6m de lado y 1.5 m de longitud.

Lo anterior debido a que el proceso de predimensionamiento de pilote considera únicamente las cargas de trabajo verticales máximas de compresión y de tracción, para compararlas con las resistencias del suelo por punta y fricción que presentan pilotes de varias longitudes y diámetros. Dentro de la metodología de predimensionamiento también se tiene en cuenta el peso del pilote, entonces no es necesario sumar todo el peso del pilote a la reacción vertical sino solamente el peso de la sección de pilote socavado, como se había mencionado anteriormente. A continuación (tabla 3) se muestran las cargas a usar para el predimensionamiento de los pilotes para cada uno de los casos definidos.

(A)

(B)

Tabla 3. Reacciones verticales usadas en el predise ño de los pilotes, condición normal (A) y extrema (vieto reducido) (B).



REACCIONES PARA DISEÑO DE PILOTE (CONDICIÓN 1) Las reacciones usadas para el diseño de pilotes en la condición normal, son las mostradas en la tabla 1, pero trasladadas a la parte superior de la sección del pilote empotrado, es decir a 4 m bajo el nivel del terreno actual (punto O de la figura 1). El traslado de las fuerzas al punto O genera la aparición de momentos longitudinales y transversales que se tienen en cuenta durante el cálculo. Las fuerzas y momentos calculados se muestran en la siguiente tabla (tabla 4).

Tabla 4. Reacciones y momentos actuantes en la part e superior de la pila empotrada (4m bajo el nivel del terreno actual)

REACCIONES PARA DISEO DE PILOTE (CONDICIÓN 2) Para el diseño de las cimentaciones en pilotes se debe considerar y adicionar la fuerza hidrodinámica de la corriente sobre la cimentación socavada en el caso 2 – Condición extrema. Para tener en cuenta la acción de las fuerzas hidrodinámicas en la segunda hipótesis, se han tomado las reacciones definidas al reducir el viento y se le han agregado las fuerzas hidrodinámicas. El proceso consiste en concentrar todas las fuerzas en la parte superior de la sección del pilote embebido y que según el estudio de socavación tiene baja probabilidad de socavarse, es decir, a 4 m bajo el nivel del terreno actual, teniendo en cuenta los momentos que se generen por éste movimiento. Lo anterior se ilustra en la siguiente figura (figura 1).



Figura 1. Análisis de fuerzas para la condición ext rema.

En la figura anterior Ft = Reacción Transversal de la torre (considerando el viento reducido) Fl = Reacción longitudinal de la torre (considerando el viento reducido) Fv = Reacción Vertical de la torre (considerando el viento reducido) Fr pe = Fuerza hidrodinámica actuante sobre el pedestal Fr Pi = Fuerza hidrodinámica actuante sobre la sección del pilote socavada (4m) Fr Vi = Fuerza hidrodinámica actuante sobre la longitud de viga aferente al pilote que se interpone al flujo. Pe = Peso propio del pedestal. Pi = Peso propio del pilote.

Punto O



Al desplazar las fuerzas hacia el punto O, se generan los siguientes momentos y cargas: Fto = (Fr pe + Fr Pi + Fr Vi) +Ft Fvo = Fv + Pe + Pi Flo = Fl Mto= [ Fr pe (4.0+1.5/2)+ Fr Pi (2.0) + Fr Vi (4.0-0.85/2)]+ Ft (4.0+1.5) Mlo= Fl (4.0+1.5) El subíndice O se refiere al punto O en la figura 1. Al calcular las anteriores fuerzas y momentos se obtiene la tabla 5.

Tabla 5. Reacciones y momentos usados en el diseño de pilotes para la segunda condición

(extrema).

En la tabla anterior es importante mencionar que “Mt” se refiere a momento generado por las cargas transversales y “Ml” se refiere al momento generado por las cargas longitudinales. En las anteriores reacciones no se tuvo en cuenta el peso propio de la viga debido a que ésta fuerza se considera dentro del procedimiento de diseño del pilote.



5. METODOLOGÍA DE DISEÑO PARA EL CONJUNTO PILOTES – VIGAS

Figura 2. Sistema de coordenadas adoptado por el pr ograma de análisis de conjunto de

pilotes – vigas.

5.1. VERIFICACIÓN A COMPRESIÓN Y AL ARRANCAMIENTO D E PILOTES

Se realiza un dimensionamiento de los pilotes teniendo en cuenta la capacidad por punta, la capacidad a fricción y asentamientos verticales. Estas consideraciones son utilizadas solamente para el chequeo de las cargas actuantes verticales. La verificación de la resistencia del suelo a las cargas de compresión y al arrancamiento se hace teniendo en cuenta las capacidades por fricción (para arrancamiento) y punta (para compresión) de éste, obtenidas en el estudio de suelos. En éste caso se hace el diseño considerando que los pilotes actúan por punta para resistir las cargas de compresión y las cargas de tensión son resistidas por el peso propio de la cimentación mas la resistencia por fricción.



La revisión se realiza usando las mayores cargas de trabajo a tensión y compresión y comparándolas con las capacidades admisibles de fricción y por punta del suelo. Dichos cálculos se muestran de manera detallada en el ANEXO 5. De éste proceso se obtiene que para la condición normal la longitud embebida mínima del pilote debería ser de 3.0 m, mientras que para la condición extrema (Viento reducido mas la fuerza hidrodinámica), se requiere de una longitud mínima embebida de 5.0 m. Por lo anterior se ha seleccionado la condición extrema como la predominante en el diseño de los elementos estructurales.

5.2. VERIFICACIÓN A FUERZAS HORIZONTALES EN LOS PIL OTES

Las cargas horizontales se tienen en cuenta modelando los pilotes, en donde, con las cargas de trabajo se realiza un chequeo de los desplazamientos en los resortes de los nudos de análisis, verificando que estos no sean mayores a 2.5cm, según el estudio de suelos. En los casos que estos nudos de análisis sobrepasen este desplazamiento, los módulos de reacción del suelo en estos puntos se consideran como 0 para realizar el avalúo del pilote con cargas de diseño.

Figura 3. Modelación de la interacción suelo-estruc tura utilizando resortes horizontales y

verticales que simulan el suelo.

Los módulos de reacción del suelo (resortes) utilizados para simular la interacción entre la estructura y el suelo fueron calculados según la siguiente sección del texto (sección 5.2.1.).



5.2.1. COEFICIENTES DE BALASTO DEL SUELO En el diseño de los pilotes y para su verificación de capacidad ante fuerzas horizontales son necesarios los coeficientes de balasto del suelo, con los cuales se modela el suelo alrededor del pilote. El valor de los coeficientes de balasto ha sido suministrado por el estudio de suelos del proyecto, de tal manera que se tienen dichos coeficientes para profundidades del suelo que van desde 5.5m hasta los 8.0 m, en pasos de 0.5 m. Los anteriores datos suministrados se resumen en la siguiente tabla.

Tabla 6. Coeficientes de balasto del suelo suminist rados en el estudio de suelos.

De ésta manera luego de realizar la predimensión del pilote, se obtuvo que para la condición extrema la longitud embebida óptima del pilote sería de 5.0 m bajo el nivel de socavación. Entonces para realizar el diseño del pilote se requieren los coeficientes de balastro para la longitud embebida, esto es para profundidades desde los 4 m hasta los 9.0 m. Para obtener dichos coeficientes, se extrapolaron e interpolaron los valores usando las ecuaciones de ajuste a las rectas que se obtuvieron al graficar la profundidad contra cada uno de los coeficientes de balastro dados. Las curvas de ajuste usadas y el cálculo de dichos coeficientes de balasto usados en el modelo de diseño de pilotes – vigas se muestra en el ANEXO 6. Es importante mencionar que como se tienen los coeficientes según diferentes autores, se ha tomado el criterio de usar los valores del autor cuyos coeficientes de balasto sean menores. Para el cálculo del coeficiente vertical del suelo, se toma la ecuación propuesta por Bowles, en la que el valor de dicho coeficiente es igual a cuarenta veces la capacidad por punta última del pilote. El respectivo cálculo también se encuentra en el ANEXO 6.

Kh S Kh H



5.3. ELABORACIÓN DEL MODELO

Figura 4. Discretización del elemento pilote.

El modelo consta de nudos y tramos de análisis para realizar el cálculo de las fuerzas internas, momentos, cortantes y cargas axiales en los pilotes. Adicionalmente se realiza el chequeo de desplazamientos horizontales.

5.4. VIGA DE AMARRE

La viga de amarre de los pilotes se supuso con la capacidad de soportar las reacciones de cada una de las patas de las torres. El largo de la viga es el ancho entre patas de la torre.



La viga de cada torre del cruce se corrió en el modelo obteniendo deformaciones dentro de los rangos permitidos. El resultado del análisis estructural de la viga se observa en el ANEXO 8.

Figura 5. Configuración general del sistema de pilo tes - vigas de amarre.

5.5. DISEÑO DE CONCRETO REFORZADO

El diseño estructural de los pilotes, vigas de amarre y pedestal se realizó usando la teoría de la rotura usando las cargas últimas o de diseño. (Ver ANEXO 9, ANEXO 10 Y ANEXO 11 respectivamente)

Esta teoría consiste en la comparación de las cargas de diseño actuantes con los esfuerzos resistentes de la estructura.



6. METODOLOGÍA DE DISEÑO DEL CONJUNTO PILOTES - VIG AS

Para el diseño de cimentaciones tipo zapata se requiere calcular los esfuerzos de compresión producidos en el suelo por una zapata aislada sometida a la acción de carga axial y momentos flectores en las direcciones de los ejes principales X y Y, y los factores de seguridad al arrancamiento y al volteo.

6.1. METODOLOGÍA

Las cargas a nivel de pedestal con las que se trabajan son cargas de trabajo para las verificaciones de arrancamiento, deslizamiento, compresión y volteo y cargas de diseño para el diseño estructural de la zapata.

En la verificación a compresión se despreciará totalmente la fricción entre las paredes y el bloque de falla originada por la cohesión o por la fricción interna del suelo. Para la resistencia al arrancamiento se tendrá en cuenta el efecto estabilizador del peso del cono de tierras.

Se deben calcular las resultantes a nivel de fundación, incluyendo el peso propio de la zapata y el relleno. Con las reacciones a nivel de la zapata se hace el análisis de estabilidad y de esfuerzos actuantes sobre el suelo:

Figura 6. Geometría general de la zapata y sentido de las cargas externas.

Donde:

B = Lado de la zapata, [m]

D = Profundidad de desplante. [m]

AST= Altura del pedestal sobre el nivel del terreno, [m]

T= Espesor de la zapata, [m]

A= Ancho del pedestal, [m]



FTx,y = Fuerza transversal y longitudinal producidas por cargas externas de trabajo cuando la fuerza está en tracción, [kN]

FCx,y = Fuerza transversal y longitudinal producidas por cargas externas de trabajo cuando la fuerza está en compresión. [kN]

6.1.1. VERIFICACIÓN AL ARRANQUE

Se calculan las cargas resistentes al arrancamiento (W), como lo son las masas efectivas propias de la zapata, el relleno y el peso del cono de tierras.

K1 = Factor de seguridad al arranque = W/Tmax > 1.5

En donde:

Tmax = Carga de trabajo máxima de tracción [kN]

VZ = Volumen de concreto de la zapata = B²*T+A²*(AST+ (D-T))

VREL= Volumen Relleno = (B²-A²)*(D-T)

ANG = Ángulo del cono de arranque. (β)

γs = Densidad del suelo [kN/m³]

γc = Densidad del concreto [kN/m³]

γrel = Densidad del relleno [kN/m³]

6.1.2. VERIFICACIÓN AL VOLTEO

Se debe analizar la acción de volteo que puede producir las cargas externas, tanto a compresión como a tensión, en la zapata. Se calcula entonces el momento producido por las fuerzas externas y luego el momento resistente producido por las fuerzas que se oponen al volteo aplicadas a la zapata, respecto al borde de la misma.

MRVC=Momento estabilizador a compresión = (VZ*γc + VREL* γrel) * B/2 [kN-m]

FTC = Fuerza total a compresión =Cmax + VZ*γc + VREL* γrel [kN]



Cmax = Fuerza de trabajo a compresión producida por cargas externas en sentido del montante [kN]

MVCx,y = Momento de vuelco en X y Y alrededor del punto M producido por cargas externas de trabajo cuando la fuerza está e compresión. [kN-m]

FCx,y = Fuerza transversal y longitudinal producidas por cargas externas de trabajo cuando la fuerza está en compresión. [kN]

MVCx, y = FCx,y*(D+AST) - Cmax*(B/2+(D+AST)*m) momento alrededor del punto M.

K2 = MRVC / MVCx > 1.5

K3 = MRVC / MVCy > 1.5

MRVT = Momento estabilizador a tensión = W* B/2 [kN-m]

MVTx,y = Momento de vuelco en X y Y alrededor del punto M producido por cargas externas de trabajo cuando la fuerza está en tracción. [kN-m]

FTx,y = Fuerzas de trabajo transversal y longitudinal producidas por cargas externa cuando la fuerza está en tracción [kN]

MVTx, y = FTx, y*(D+AST) + Tmax*(B/2-(D+AST)*m) momento alrededor del punto M.

K4 = MRVT / MVTx > 1.5

K5 = MRVT / MVTy > 1.5

6.1.3. VERIFICACIÓN A LA COMPRESIÓN

Por último se verifica que la capacidad de carga actuante sobre el suelo, en condiciones dinámicas, no supere la capacidad admisible.

Qadm ≥ Qacc [kPa]

Qadm = Capacidad admisible en condiciones estáticas, a nivel de desplante de la zapata con factor de seguridad de 3 y sin considerar la masa de relleno que gravita sobre ella. [kPa]

Qacc = Esfuerzo máx. Neto actuante a compresión

Qacc = (FTC-Vexc * γs)/ B2 + QMXc + QMYc [kPa]

FTC =Fuerza total a compresión = Cmax + VZ*γc + VREL* γrel [kN]

MCx, y =FCx, y*(D+AST)-Cmax*(D+AST)*m momento alrededor del punto o. [KN-m]



MCx, y = MXC, MYC = Momento actuante en X y Y alrededor del punto o producido por cargas externa de trabajo cuando la fuerza está en compresión [KN-m]

QMXc = Esfuerzo producido por el momento en X [kN-m]

QMXc = 6*MXC / B3

QMYc = Esfuerzo producido por el momento en Y [kN-m]

QMYc = 6*MYC / B3

Vexc = Volumen de Excavación.

γs = Peso especifico del suelo.

Para la verificación del esfuerzo mínimo el modelo considera y verifica que la carga está en el tercio medio:

Qacc min = (FTC-Vexc * γs)/ B2 - QMXc - QMYc ≥ 0 [kPa]

e ≤B / 6 [m]

Nomenclatura:

VZ = Volumen de concreto de la zapata [m³]

Vrel = Volumen del relleno [m³]

VC = Volumen del cono [m³]

γs = Densidad del suelo [kN/m³]

γc = Densidad del concreto [kN/m³]

γrel = Densidad del relleno [kN/m³]

B = Lado de la zapata [m]

D = Profundidad de desplante [m]

AST= Altura del pedestal sobre el nivel del terreno [m]

e= Excentricidad [m]

6.2. DISEÑO ESTRUCTURAL DE LA ZAPATA

Para el diseño estructural de los elementos de la zapata se utilizó el método de estados límites (método por resistencia última), el cual establece que la resistencia del elemento, afectada por un factor de reducción de resistencia, debe ser mayor o igual a las acciones inducidas en el elemento.



6.2.1. CHEQUEO A CORTANTE DE LA ZAPATA

El cortante en la zapata se revisó en dos condiciones de acuerdo con el ACI: como viga en dos sentidos o punzonamiento y como viga ancha.

6.2.1.1. CHEQUEO A CORTANTE POR PUNZONAMIENTO

Para el cálculo del esfuerzo por punzonamiento se utiliza el método empleado para la verificación a la compresión, pero para cargas de diseño. Para esta condición el esfuerzo cortante resistente por el concreto es:

PUNMX = Φ *1/3 * (f’c)0.5 * 1000; con Φ = 0.85

f’c en MPa

El esfuerzo actuante sobre una línea de falla localizada a d/2 del borde de la zapata y descontando la resultante de los esfuerzos contenidos dentro de la línea de falla es:

vu=QFTC∗[B2�( A+d )2]

4∗( A+d )∗d=PUNZ

Se debe cumplir que PUNZ ≤ PUNMX

Donde:

PUNMX = Resistencia al esfuerzo cortante por punzonamiento del concreto. [kN/m2]

PUNZ = νu = Esfuerzo cortante por punzonamiento producido por las cargas últimas en la sección. [kN/m2]

QFTC = Esfuerzo máximo neto que transmite la zapata con cargas de diseño. [kN/m2]

B = Lado de la zapata. [m]

A = Lado de la columna. [m]

d = Altura efectiva de la zapata. [m]



6.2.1.2. CHEQUEO A CORTANTE COMO VIGA ANCHA

Para el cálculo del cortante se utiliza el método empleado para la verificación a la compresión, pero para cargas de diseño. El esfuerzo cortante que resiste el concreto bajo esta condición es:

CORMX = Φ *1/6 * (f’c)0.5 * 1000; con Φ = 0.85;

f’c en MPa

Conservativamente se supone que la presión ejercida por el suelo es uniforme, por tanto el esfuerzo cortante actuante a una distancia “d” del borde del pedestal es:

CORT = ([(QFTC) * (Lv – d)] / d)

Se debe cumplir que CORT ≤ CORMX

Donde:

CORMX = Resistencia nominal a cortante suministrada por el concreto [kN/m2]

CORT = Esfuerzo cortante de las cargas últimas en la sección. [kN/m2]

T = Espesor losa de zapata. [m]

H = Altura del lleno estructural soportado por la losa de la zapata. [m]

Lv = Longitud del Voladizo = Distancia desde el borde de la zapata a la cara del pedestal en cada una de las direcciones X y Y. [m]

d = Altura efectiva de la zapata [m]

6.2.2. DISEÑO A FLEXIÓN DE LA ZAPATA

Para el diseño a flexión de la zapata se deben tener en cuenta los esfuerzos máximos de diseño calculados.

Para el cálculo del momento en la losa de la zapata se verifica la flexión en la cara del pedestal según el artículo 15.4 del código A.C.I. Para el cálculo del área de refuerzo de la armadura inferior, la presión de diseño para encontrar el momento corresponde a la presión máxima transmitida por el suelo, menos los efectos producidos por el peso propio y peso del relleno sobre la zapata. Se calcula el momento de la zapata en la dirección más desfavorable, considerando la presión total neta sobre el voladizo, según la siguiente ecuación:



Figura 7. Distribución de esfuerzos en la zapata

MOM1 = (½ * Lv2x,y * (QFTC))

Donde:

MOM1 = Momento último en la sección, en la dirección elegida X ó Y. [kN-m]

Lv = Longitud del voladizo = distancia desde el borde de la zapata

a la cara del pedestal en cada una de las direcciones X y Y. [m]

QFTC = Esfuerzo último máximo calculado con cargas de diseño. [kN/m2]

H =Altura del relleno estructural soportado por la losa de zapata. [m]

El cálculo de la cuantía de acero se efectuó de acuerdo con el método de Whitney asumiendo un bloque de compresión en el concreto de forma rectangular con una profundidad igual al 85 % de la distancia al eje neutro. Resolviendo las ecuaciones de equilibrio, tenemos:

ρ = f’c*(Φ - (Φ 2 – 2.36 * Φ * K/ f’c) 0.5)/(1.18 * Φ * fy)); cos Φ = 0.90; (ρ = Cuantía)

En donde:

K = Mu / (b * d2)

AS1= Área de acero necesaria = ρ*b*d

La Cuantía mínima requerida según A.C.I para zapatas es de ρ = 0.0018.



Para el cálculo de la armadura superior, se efectúa el mismo procedimiento, pero la presión utilizada corresponde al peso del cono de arrancamiento dividido por el área de la zapata.

TmaxD = Carga de diseño máxima de Tensión. [kN]

VZ = Volumen de concreto de la zapata. [m3]

T = Espesor de la zapata [m]

6.2.3. DISEÑO DEL REFUERZO DEL PEDESTAL

El criterio de diseño para el refuerzo longitudinal colocado en el pedestal es el de atender simultáneamente la flexión generada por los momentos y por las fuerzas de cortante en la base del pedestal y por las cargas axiales de compresión o de tracción.

El diseño a flexión del pedestal se debe realizar con las cargas al nivel inferior del mismo, de acuerdo con los resultados más desfavorables, de las condiciones de carga críticas.

La metodología se describe a continuación:

Para algunas combinaciones de carga se pueden presentar cargas a tracción en el pedestal de la cimentación.

El método, indicado para el diseño del refuerzo longitudinal del pedestal, es muy aproximado, y tiene en cuenta las solicitaciones de carga crítica, los esfuerzos, tipo y dirección, que las cargas le imponen al pedestal.

El pedestal es una columna solicitada en una condición a flexo tracción biaxial y en otra a flexo compresión biaxial; el resultado del diseño es evaluar el refuerzo necesario, en la sección transversal más crítica, para la condición más severa, para absorber adecuadamente los esfuerzos a los que el elemento está solicitado.

El área de refuerzo necesaria se distribuye uniformemente en las cuatro caras del pedestal.

Φ igual a 0,90, es aplicable elementos sometidos solamente a tracción axial con o sin flexión, se aclara que para elementos sometidos a compresión con o sin flexión axial y para el caso de columnas como el pedestal Φ es igual a 0,70.

A continuación se realiza la verificación de:



6.2.3.1. ACERO SUMINISTRADO PARA ATENDER FLEXO TRAC CIÓN

En el caso de flexo-tracción se considera que el concreto no trabaja (consideración más desfavorable) y todo el aporte lo realiza el acero de refuerzo:

A: Lado del pedestal [m]

Rec.: Recubrimiento [m]

As: Área por varilla [m2]

: Área de refuerzo total del pedestal: [m2]

S: Modulo de sección del área requerida de acero:

n: cantidad de varillas múltiplos de cuatro ( 4,8,12,16….)

Reemplazando el modulo de sección S en la formula anterior, se encuentra el área de acero necesaria para resistir las solicitaciones de flexo-tracción:

Tu max: Tensión actuante ultima. [kN]

A: Lado del pedestal [m]

Rec.: Recubrimiento [m]



Momento último (Mu) del pedestal:

Figura 8. Distribución de esfuerzos en el pedestal.

MTux,y=FTux, y*(D+AST) – Tu max*(D+AST)*m

MTux,y=FTux, y*(D+AST) – Cu max*(D+AST)*m

FTux,y , FCux,y= cargas de diseño horizontales producida por cargas externas (condición Tracción o Compresión).

MTu x,y = Momento ultimo generado por las cargas horizontales de diseño en X, Y de la condición de tracción.

MCu x,y = Momento ultimo generado por las cargas horizontales de diseño en X, Y de la condición.

6.2.3.2. ACERO SUMINISTRADO PARA ATENDER FLEXO-COMP RESIÓN

En la sección controlada por compresión, la capacidad o carga de diseño a la falla estará dada por:

Para los miembros sometidos simultáneamente a esfuerzo de compresión axial y a esfuerzos de flexión, deben estar diseñados de manera que satisfagan las condiciones siguientes:



Para Flexo- compresión

Si entonces:

Si no

En donde:

As’ = Área del refuerzo a compresión.

Las variables restantes tendrán la misma nomenclatura utilizada en la expresión para la selección controlada por tracción.

Para el diseño de refuerzo a cortante se despreciará el esfuerzo resistente a cortante del concreto y se supondrá que el esfuerzo resistente del acero recibirá la totalidad del esfuerzo cortante.

La expresión para el cálculo de la separación de estribos es la siguiente:

S = Φ Av*fy*d’/Vu

Donde:

Vu = Fuerza cortante ultima (Máxima fuerza horizontal de diseño debido a cargas externas) [kN]

d’ = Altura efectiva del pedestal [m]

Av = Área del refuerzo para atender cortante [m]

El refuerzo transversal tendrá un espaciamiento máximo entre estribos que no podrá exceder: (1) 8 diámetros de la varilla longitudinal confinada más pequeña, (2) 24 diámetros de la varilla confinante, (3) la mitad de la menor dimensión de la sección transversal de la columna. Además el primer estribo debe estar a no más de 5 cm. de la cara de la junta:

- 8db de las barras longitudinales. (db = diámetro de la varilla longitudinal)

- 24*diámetros de la varilla confinante.

- La menor entre la mitad de las dimensiones de la sección transversal.



7. PARÁMETROS DEL SUELO

Según el ANEXO 1. Estudio de Suelos para el cruce del rio Guayuriba, para el río Guayuriba se realizó una perforación exploratoria, para la cual se obtuvieron los siguientes parámetros de resistencia y con los cuales fueron realizados los diseños:

Tabla 7.Parámetros generales del suelo de fundación .

Adicionalmente, en el estudio de suelos se presentan los valores necesarios para realizar el cálculo de los coeficientes de Balastro que se usan como las constantes de resortes en el método de Broms, los cálculos del parámetro se muestran en el anexo 4. Dichos cálculos se basan en ecuaciones de líneas de tendencia de los coeficientes que ha suministrado el estudio de suelos.

8. MATERIALES

Los siguientes son los materiales que se deben usar en la construcción de los pilotes según el resultado del diseño.

CONCRETO: En todos los elementos de las estructuras se deberá emplear concreto de f'c= 21 MPa. El concreto utilizado se ajustará a lo indicado en el Reglamento Colombiano de Construcción Sismo Resistente NSR-10.

ACERO DE REFUERZO: El acero no tensionado deberá tener una Resistencia a la rotura de fy = 420 MPa para los diámetros iguales o mayores a No.3. El acero deberá cumplir con lo especificado en el Reglamento Colombiano de Construcción Sismo Resistente NSR-10.

9. RESULTADOS

Se empleará un pilote por pata con diámetro de 1.0m para las torres T-16 y T-17; los cuales trabajarán sin empotramiento lateral en la altura establecida de socavación por el estudio correspondiente. El diámetro se calculó teniendo en cuenta que el pilote solo trabaja por punta y siguiendo la recomendación



presentada en el estudio de suelos. Los pilotes estarán enlazados con vigas de amarre de sección rectangular de 0,85 m x 0,70 m.

La profundidad de los pilotes en el Cruce del río Meta será de 6.0 m con un empotramiento de 2.0 m para la torre 16 y la torre 17. La profundidad de los pilotes se mide desde la superficie actual y la profundidad de empotramiento se mide desde la línea de socavación máxima. La profundidad embebida mínima de los pilotes es de 2.0 m y está definida de acuerdo al estudio de suelos teniendo en cuenta el estrato de soporte de los mismos y la profundidad de socavación.

Para la torre 18 se emplearán zapatas en cada una de las patas debido a que la cota de terreno está aproximadamente 18 m por encima del nivel del río de tal manera que existe una menor exposición de ésta torre a la acción de la socavación y demás afectaciones generadas por la corriente de agua.

10. DOCUMENTOS DE REFERENCIA

(1) Tarun Naik. Foundations Subjected to Uplift and lateral load. Design of Transmission Line Structures and Foundations Course. Wisconsin Milwaukee University.

(2) Meyerhof and Adams. The Ultimate Uplift Capacity of Foundations. Canadian Geotechnical Journal Vol. V No. 4 November 1968.

(3) Berzantsev. V. Load Bearing Capacity and Deformation of Piled Foundations - Proceedings of 5th International Conference, Paris, Vol. 2, 1961.

(4) Littlejohn, G.S. and Bruce D.A. - Rock anchors - Design and Quality Control Proceedings of the Sixteenth Symposium of Rock Mechanics. September 22 - 24, 1975.

(5) U.S. Bureau of Reclamation - Transmission Structures.

(6) BS CP 110, Part 1 - The Structural Use of Concrete.

(7) IEEE Power Engineering Society. 691TM IEE Guide for Transmission Structure

Foundation Design and Testing.

(8) ACI Committee 318 Structural Building Code. Building Code Requirements For structural Concrete and Commentary (ACI318m-05).

(9) Estudio de socavación Cruce Línea Transmisión Ocoa-Guamal a 115 kV sobre el Río Guayuriba – Meta

(10) 00-CIR-PEL-LT-05-EST-DO-EST-DO-0001 Estudio Complementario de Suelos del Río Guayuriba



11. ANEXOS



11.1. ESTUDIO DE SUELOS DEL RIO GUAYURIBA



11.2. ESTUDIO DE SOCAVACIÓN DEL RIO GUAYURIBA



11.3. FUERZAS HIDRODINÁMICAS SOBRE LA CIMENTACIÓN SOCAVADA



11.4. REACCIONES DE LA TORRE AE



REACCIONES DE LA TORRE PARA EN CONDICIÓN NORMAL



REACCIONES CALCULADAS TENIENDO EN CUENTA LAS FUERZAS DE VIENTO REDUCIDAS



Para tener en cuenta las fuerzas hidrodinámicas y según la figura 1, se generan los siguientes momentos debidos a las fuerzas hidrodinámicas actuando sobre los elementos estructurales de pila, pedestal y viga.



11.5. PREDIMENSIONAMIENTO DE LOS PILOTES



PREDIMENSDIONAMIENTO DE PILOTES PARA LA CONDICIÓN NORMAL



PREDIMENSIONAMIENTO DE PILOTES PARA CONDICIÓN EXTREMA



11.6. COEFICIENTE DE BALASTO DEL SUELO



Ecuaciones de regresión para los coeficientes de balastro.



C



11.7. ANÁLISIS ESTRUCTURAL DE PILOTES Y VIGAS



VERIFICACIÓN DE PILOTES ANTE CARGAS HORIZONTALES (cargas trabajo)



ANÁLISIS ESTRUCTURAL DE PILOTES (Cargas de diseño)



HOJA DE CALCULO CONJUNTO VIGAS DE AMARRE Y PILOTES P2



11.8. ANÁLISIS ESTRUCTURAL DE LAS VIGAS



HOJA DE CALCULO CONJUNTO VIGAS DE AMARRE Y PILOTES V3



11.9. DISEÑO DE LOS PILOTES Y CURVA DE INTERACCIÓN



11.10. DISEÑO DE LAS VIGAS DE AMARRE



11.11. DISEÑO DE PEDESTALES



11.12. DISEÑO DE ZAPATA



11.13. CIMENTACIÓN EN PILA- VIGAS DE AMARRE, TORRES 16 Y 17

DISEÑO LÍNEA DE TRANSMISIÓN A 115 kVENTRE S.E. OCOA, S.E. GUAMAL Y S.E. SAN FERNANDO



11.14. CIMENTACIÓNEN ZAPATAS, TORRE 18

DISEÑO LÍNEA DE TRANSMISIÓN A 115 kPaENTRE S.E. OCOA, S.E. GUAMAL Y S.E. SAN FERNANDO

diseño de la línea de transmisión a 115 kv memoria de ... · pdf...

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