DISEÑO HIDRÁULICO DEL SIFON INVERTIDO ok
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DISEÑO DE DESARENADOR PARA CANALES DE RIEGO
NOMBRE DEL PROYECTO : CONSTRUCCIÓN SISTEMA DE IRRIGACIÓN INTEGRAL RIO TOTOS
MARGEN DERECHA
UBICACION DEL DESARENADOR : Progresiva 1+914 Antes de ingreso de sifón
(junto con la cámara de carga)
: Progresiva 8+422 antes de caída de canal tuberia
A.- CAUDAL : (Q) 0.25 m3/seg
Considerando el efecto retardatorio de la velocidad de sedimetacion
La velocidad se calcula utilizando la formula de Camp.
Escogemos un D particulas a eliminar = 1.00 mm Entonces V=a*(D(mm))^0.5= 0.44 m/seg
B.- VELOCIDAD HORIZONTAL : (Vh =de 0.20 a 0.50 m/seg) 0.50 m/seg
C.- PROFUNDIDAD DE DECANTACION : (d d máximo 1.00 m.) 0.30 metros
D.- VELOCIDAD DE DECANTACION : (Vd , ver cuadro) 0.20 m/seg
E.- FACTOR DE SEGURIDAD : ( f = de 2 a 3 ) 2.00
F.- CANTIDAD DE SEDIMENTOS QUE
TRANSPORTA EL CANAL EN UN AÑO : (CS) 0.01 Kg/m3.
G.- FRECUENCIA DE VACIADO DEL DEPOSITO
VECES POR MES : (VT) 0.75
H DENSIDAD DE LA ARENA : (d a) 1650.00 Kg/m3.
I TIEMPO DE VACIADO : (T) 453600.00 seg.
J.- CANTIDAD DE SEDIMENTOS ABSORVIDO
POR EL SEDIMENTADOR : (CaSe) 1134.00 Kg.
K.- DENSIDAD DE LA ACUMULACION
DE LA ARENA : (d aa ) 1237.50 Kg/m3.
L.- VOLUMEN DEL SEDIMENTO : (Vsedim.) 0.92 m3.
M.- LONGITUD DE DECANTACION (del desarenador) : (Ld) 1.50 metros
Ld=fx(V*h/w) DIMENSION A UTILIZAR 2.50 metros
N.- ANCHO DEL DESARENADOR : (b) 1.67 metros
b=Q/(h*b) DIMENSION A UTILIZAR 1.20 metros
O.- PROFUNDIDAD DE RECOLECCION : (d r) 0.31 metros
DIMENSION A UTILIZAR 0.30 metros
P.- LONGITUD DE TRANSICION
b = 0.86
Lt = 0.8
LT=12(w−b )
1Tg12.5 º
LT=12(w−b )
1Tg12.5 º
Canal de Limpia
El canal lo diseñaremos para que permitirá arrastrar a los materiales de sedimentación de la cámara
del desarenador, con el flujo supercrítico.
Qpurga = 50%Q = 0.125 lps.
b= 0.3 m
Yc = 0.1 m
V = 0.0041666667 m/s
Sc = 9.0541E-05 %
Nº Froude = 0.0042068231 Flujo Subcrítico
DISEÑO DEL SIFON INVERTIDO L=507.00 mts.
PROYECTO: CONSTRUCCIÓN SISTEMA DE IRRIGACIÓN INTEGRAL RIO TOTOS
MARGEN DERECHADATOSDIMENSIONES DEL SIFONQdiseñoDiámetro del SifónCota de entrada al sifónCota de salida al sifónAhogamientoLongitud del Sifón (se condiresa inclinado)Progresiva inicioProgresiva salidaCARGAS Y OTROS ELEMENTOS PARA EL DISEÑO DE DADOS
Peso específico del concreto = (w)Peso específico del agua = (W)Resistencia de concreto del muro (f¨c)Coeficiente Fricción = (f)Factor de seguridad al volteoFactor de seguridad al deslizamiento
1).- Calcular las dimensiones del canalCanal de entrada
Y1=V1=
Canal de entradaCota Fondo=Cota espejo=
2).- Calcular las dimensiones del conducto del SifónSuponer una velocidad en el conducto
Hallamos las velocidades en los diferentes tramosAplicamos la ecuación de continuidad
Luego el diámetro del Sifón será
Ahora la velocidad, correspondiente para D=16 pulgadas y caudal Qd=0.25 m3/seg
V= 1.927 m/seg.
3).- Cota de Sumergencia de la abertura superior del ingreso del sifónCOTA1'' =
Donde:
0.1305
e= 0.144
COTA1'' =
4).- Cálculo de pérdidas en el sifóna).- Pérdida por transicón de entrada al Sifón
H1e=
b).- Pérdida por fricción en el sifón
Hf= SL = 3.563Donde :
n= 0.009
v= 1.927D= 0.41R= 0.102L= 564.55
Como la perdida es mayor en el desnivel topograficoDesnivel= 12.82
Como el Desnivel 12.82
Si D'= 16D'= 0.4064A'= 0.130V'= 1.927R'= 0.102
Hf= SL = 3.564
c).- Perdidas de carga por cambio de dirección o codosUna fórmula muy empleada es:
0
Donde :
e= 1.10 Dhv
Dhv =(V2^2-V1^2)/2gDhv =
hD= c√(D/90).v^2/2ghD=
Kc= 0.25Para el primer TramoProgresiva 1+914.09
1+930Pendiente 57.3%
D1= 29.81
0.029
Para el Segundo TramoProgresiva 1+930
1+990Pendiente 73.5%
D1= 36.3159
0.032Para el Tercer TramoProgresiva 1+990
2+1020Pendiente 50.6%
D1= 26.8394
0.028Para el cuarto TramoProgresiva 2+1020
2+1120Pendiente 38.0%
D1= 20.8068
0.025Para el quinto TramoProgresiva 2+1120
2+1140Pendiente 43.7%
D1= 23.6053
0.026Para el sexto TramoProgresiva 2+1140
2+1160Pendiente 22.8%
D1= 12.8439
0.019Para el septimo TramoProgresiva 2+1160
2+1166.18Pendiente 85.5%
D1= 40.5304
0.034Para el octavo Tramo
hD= c√(D/90).v^2/2ghD=
hD= c√(D/90).v^2/2ghD=
hD= c√(D/90).v^2/2ghD=
hD= c√(D/90).v^2/2ghD=
hD= c√(D/90).v^2/2ghD=
hD= c√(D/90).v^2/2ghD=
hD= c√(D/90).v^2/2ghD=
Progresiva 2+1166.182+1195.96
Pendiente 0.0%D1= 0.0000
0Para el noveno TramoProgresiva 2+1195.96
2+1240.01Pendiente 35.7%
D1= 19.6466
0.024Para el decimo TramoProgresiva 2+1240.01
2+1260.01Pendiente 72.6%
D1= 35.9796
0.032Para el onceavo TramoProgresiva 2+1260.01
2+1280.01Pendiente 29.3%
D1= 16.3306
0.022Para el doceavo TramoProgresiva 2+1280.01
2+1390.01Pendiente 51.4%
D1= 27.2032
0.028Para el treceavo TramoProgresiva 2+1390.01
2+1418.97Pendiente 67.2%
D1= 33.9118
0.031
Perdidas de cargas totales por cambio de direcciòn
0.33d).- Pérdida por transición de salida del Sifón
H1e=
5).- En resumenLas pérdidas de cargas totales son
h1e= 0.012
hD= c√(D/90).v^2/2ghD=
hD= c√(D/90).v^2/2ghD=
hD= c√(D/90).v^2/2ghD=
hD= c√(D/90).v^2/2ghD=
hD= c√(D/90).v^2/2ghD=
hD= c√(D/90).v^2/2ghD=
htotalD=
Hf= 3.5630.33
h1s= 0.023
HfT= 3.928
Para cuestiones de diseño se tieneHfT Aceptado =1.25 HfT
HfT Aceptado = 4.91
Cálculo de la carga Disponiblev= 1.927L= 564.55n= 0.009d= 0.4064
Se= (1.927*0.009/(0.4064/4)^(2/3))^2 = 0.00634439436802258
Hf= 3.582
6).- Cálculos en el Sifón6.1).- Cáculo de Y2 y hts:
Aplicando la ecuación de BernoulliZ2+Y2+V2^2/2g =Z1+Y1+V1^2/2g+htsDonde:
Y1= 0.340V1= 1.040Z1= 3563.060
F= 0.660T1= 0.960T2= 0.400
Cálculo de longitud de Transición en salida de Sifóna).- La longitud de Transición interior de rectangular a circular será
Lti=1.50Dtubería = 1.5*0.406 = 0.61 mtsb).- Y la longitud de transición exterior de canal trapezoidal exterior a caja rectangular será.
Lt=(0.96-0.4)/2*TAN(22.50) = 0.68 mtsCálculo de cota de salida de sifón
Z2 = (S=2 en mil =) 3563.063Asumiendo un Y2= 0.418 mts
Por ecuación de continuidad Q=VA Entones:V2= Q/A =Q/B2Y2 =Q/T2Y2 = 1.50 m/seg
hts=0.20 (V2^2-V1^2)/2g= 0.0118 mtsEn la ecuación de BernoulliZ2+Y2+V2^2/2g =Z1+Y1+V1^2/2g+htsZ2+Y2+V2^2/2g = 3563.59451962 mtsZ1+Y1+V1^2/2g+hts = 3563.46689163 mts
Resolviendo por tanteos Y2= 0.418 mts
hts=0.20 (V2^2-V1^2)/2g= 0.0118 mts6.2).- Cálculo del porcentaje de ahogamiento
% de ahogamiento = 2.85% < 10% OK!
hD=
2).- DISEÑO DE LOS ESPESORES DE LA TUBERIA DE ACEROLas velocidades permisibles en la tubería as presión para evitar o reducir la abración en el tubo pedende del material de que está constituido, de la cantidad de sedimentos transportados, de su granulometría, de la cantidad de sedimentos transpor-tadosLa selección de la tubería a presión es un problema económico y que obedece también a la pérdida de carga; el mayor cos-to de la tubería implica una menor pérdida de carga.
El tiempo de apertura es:T= 0.445 seg
La altura de presión útil, correspondiente a la carga hidróstática deducida de la pérdida de carga y la correspondiente a laenergía cinética será
La sobrepresión será:
Ho= 2VL/gTTramo considerado
L= 283.87 mts mtsV= 1.927 m/segT= 3 seg (Es el tiempo de cierre o tiempo que dura la maniobra en cerrar)
Ho= 37.212 mtsH= 37.21 mts
La altura de presión útil, correspondiente a la carga hidróstática deducida de la pérdida de carga y la correspondiente a laenergía cinética seráCálculo de las pérdidad de cargaEl número de Reynolds es:
Re= 7.8324283E-07Eligiendo el espesor de la tubería de acero .
E= 0.00025 (fierro fundido)E/D= 0.00061515748 y entrando al ábaco de Moody se obtiene
f= 0.01616
Pérdida de carga por rozamiento a lo largo de ellaHf= 2.137 mts
y=
3).- DISEÑO DE LOS DADOS DE CONCRETO3.1).- Cálculo de la sobrepresión en caso de cerrarse la Válvula de purga en el Fondo del Sifón
Longitud de la Tubería desde inicio (ingreso), al fondo = 283.87 mtsV= 1.93 m/segHo 125.30 mts
Las velocidades deben limitarse por medio de las condiciones de regulación de la válvula de purga que se ubica en el fondoEl tiempo de apertura deberá ser
T= 0.45
3.2).- Diseño de los anclajes de la tuberíaSe colocarán en los siguientes casos
a).- Se colocarán anclajes, por que la pendiente de la tubería, ya que la componente en el sentido del eje del tubo es mayor quela resistencia al deslizamiento
b).- En el caso de codo vertical convexo 3.2.1 Fuerzas que actúan sobre el anclaje
Tramo A-1Anclaje 01Cálculo de la Sobrepresión
Ho= 2VL/gTTramo considerado
L= 18.34 mtsV= 1.927 m/segT= 3 seg
Ho= 2.404 mtsH= 11.52 mts
1).- Fuerza hidrostáticaF1= 1494.28833713 Kg
2).- Fuerza DinámicaF2= 49.16 Kg
3).- Fuerza debida al peso de tubería entre el anclaje y la Junta de Dilatación superior que tiende a hacer resbalar la tubería sobre los apoyos
F3= 6.66 Kg4).- Fuerza debida al peso de tubería entre el anclaje y la Junta de dilatación inferior
F4= 133.614834374 Kg5).- Fuerza de tubería sobre los pilares por dilatación o contracción hacia arriba del anclaje
f= 0.45 Coeficiente de fricción sobre superficies de concreto
F5= 33.395829878 Kg6).- Fuerza de tubería sobre los pilares por dilatación o contracción hacia abajo del anclaje
F6= 174.097821869 Kg7).- Fuerza de fricción en la junta de expanción aguas arriba
F7= 19.5103612068 Kg8).- Fuerza de fricción en la junta de expanción aguas abajo
F8= 130.480834095 Kg9).- Presión hidrostática en el extremo expuesto de la tubería, en la junta de expanción aguas arriba.
F9= 72.1862695166 Kg
h1o= 2VL/gTTramo considerado
L= 18 mtsV= 1.927 m/segT= 3 seg
Ho= 2.360 mts10).- Presión hidrostática en el extremo expuesto de la tubería, en la junta de expanción aguas abajo
F10= 99.6870942189 Kg
h1o= 2VL/gTTramo considerado
L= 24 mtsV= 1.927 m/seg
T= 3 segHo= 3.146 mts
3.2.3 Fuerzas que actúan sobre el anclajeTramo A-2Anclaje 02Cálculo de la Sobrepresión
Ho= 2VL/gTTramo considerado
L= 74.46 mtsV= 1.927 m/segT= 3 seg
Ho= 9.761 mtsH= 53.86 mts
1).- Fuerza hidrostáticaF1= 6986.67339272 Kg
2).- Fuerza DinámicaF2= 49.16 Kg
3).- Fuerza debida al peso de tubería entre el anclaje y la Junta de Dilatación superior que tiende a hacer resbalar la tubería sobre los apoyos
F3= 66.05 Kg4).- Fuerza debida al peso de tubería entre el anclaje y la Junta de dilatación inferior
F4= 57.56 Kg5).- Fuerza de tubería sobre los pilares por dilatación o contracción hacia arriba del anclaje
f= 0.45 Coeficiente de fricción sobre superficies de concreto
F5= 40.4392896311 Kg6).- Fuerza de tubería sobre los pilares por dilatación o contracción hacia abajo del anclaje
F6= #DIV/0! Kg7).- Fuerza de fricción en la junta de expanción aguas arriba
F7= #DIV/0! Kg8).- Fuerza de fricción en la junta de expanción aguas abajo
F8= #DIV/0! Kg9).- Presión hidrostática en el extremo expuesto de la tubería, en la junta de expanción aguas arriba.
F9= 0 Kg
h1o= 2VL/gTTramo considerado
L= 0 mtsV= 914.09 m/segT= 3 seg
Ho= 0.000 mts10).- Presión hidrostática en el extremo expuesto de la tubería, en la junta de expanción aguas abajo
F10= 0 Kg
h1o= 2VL/gTTramo considerado
L= 0 mts
V= 914.09 m/segT= 3 seg
Ho= 0.000 mts
Para los demás anclajes se sigue el mismo proceso; los resultados lo presentamos en el siguiente cuadroDe acuerdo al proyecto tenemos
ANCLAJE 1F1 1,494.29F2 49.16F3 6.66F4 133.61F5 33.40F6 174.10F7 19.51F8 130.48F9 72.19F10 99.69
Descomposición de fuerza actuante para DILATACIÓN Y CONTRACCIÓN en cada Anclaje ANCALJE 1
a).- DilataciónTramo - Anclaje -junta superior
F1+F2+F3+F5+F7+F9 = 1675.20 Kg
Tramo - Anclaje -junta inferiorF1+F2-F4+F6+F8 +F10= 1814.10 Kg
8.20041416904 Kg
90.2800456004 Kg
a).- ContracciónTramo - Anclaje -junta superior
F1+F2+F3-F5-F7+F9 = 1569.39 Kg
Tramo - Anclaje -junta inferiorF1+F2-F4-F6-F8 +F10= 1204.94 Kg
-390.82553079 Kg-66.572122542 Kg
Dimensionamiento de los anclajesEn el presente proyecto dimensionaremos 3 tipos de anclajes de acuerdo a las dimensiones que deben tenerpara cumplir con las condiciones de estabilidad, tal como veremos a continuaciónLa forma y el material considerado serán los mismos para los 3 tipos de anclajes; tal como se muestra en losplanosAnclaje Tipo 1Este tipo de anclaje se pondrá para el anclaje Nº 01 cuyas dimensiones son:
h= 0.50 mb=exf = 0.25 m2
e=f= 0.50 ma= 1.00 mc= 1.00 md= 1.00 m
B=dxc = 1.00 m2x= 0.40 my= 0.20 m
Luego el volumen de cada sección será :V1= 0.292 m3V2= 1 m3V3= 0.08 m3V4= 0.130 m3
El volumen total del anclaje será:VT=V1+V2-V3-V4= 1.082 m3
El peso del concreto será:Wdado= 2596.67892484 Kg
Los resultados y características de los anclajes, presentamos en el cuadro siguiente:
åFx=
åFy=
åFx=åFy=
DISEÑO DEL SIFON INVERTIDO L=507.00 mts.
CONSTRUCCIÓN SISTEMA DE IRRIGACIÓN INTEGRAL RIO TOTOS
Qd= 0.25 m3/segD= 0.41 m
CT6= 3575.88 mCT1= 3563.06 m
a = 3.50 mL= 564.55 mP1 1914.09P2 2418.97
2.40 Tn/m31,000.00 Kg/m3175.00 kg/cm2
0.804.004.00
0.32 m1.2 m/s
3575.883576.2
V= 2 m/s
Q=VAA= 0.125 m2D= 0.399 mts
D= 16 pulgadas CalculadoD'= 16 pulgadas Asumido
Fuente: Cálculos hidráulicos de canalesFuente: Cálculos hidráulicos de canales
Cota espejo - e
Es el abatimiento de la lámina de agua en la transición de entrada
Es el incremento de carga de velocidad
3576.056 m.s.m.
0.012 m
m
Coeficiente de rugosidad
Velocidad del agua en el conductoDiametro de la tubería del sifónRadio hidráulicoLongitud total del conducto
mts
> 1.25hf 3.563 proseguir con el cálculo
pulgadasmtsm2m/segRadio hidráulico
m
Coeficiente para codos comunes
Desnivel= 9.12 mtsLongitud= 15.91 m en horizontal 0.05605 3.05605Longitud= 18.34 m inclinada
En grados sexagesimales.
Desnivel= 44.10 mts 0.94395Longitud= 60 m en horizontal 0.46663 11.46663Longitud= 74.46 m inclinada
En grados sexagesimales.
Desnivel= 15.18 mts 0.53337Longitud= 30 m en horizontal 0.07028 5.07028Longitud= 33.62 m inclinada
En grados sexagesimales.
Desnivel= 38.00 mts 0.92972Longitud= 100 m en horizontal 0.89972 16.89972Longitud= 106.98 m inclinada
En grados sexagesimales.
Desnivel= 8.74 mts 0.10028Longitud= 20 m en horizontal 0.53744 3.53744Longitud= 21.83 m inclinada
En grados sexagesimales.
Desnivel= 4.56 mts 0.46256Longitud= 20 m en horizontal 0.95632 2.95632Longitud= 20.51 m inclinada
En grados sexagesimales.
Desnivel= 5.28 mts 0.04368Longitud= 6.18 m en horizontal 0.31147 1.31147Longitud= 8.13 m inclinada
En grados sexagesimales.
Desnivel= 0.00 mts 0.68853Longitud= 29.78 m en horizontal 0.2748 4.2748Longitud= 29.78 m inclinada
En grados sexagesimales.
Desnivel= 15.73 mts 0.7252Longitud= 44.05 m en horizontal 0.07028 7.07028Longitud= 46.77 m inclinada
En grados sexagesimales.
Desnivel= 14.52 mts 0.92972Longitud= 20 m en horizontal 0.18944 3.18944Longitud= 24.71 m inclinada
En grados sexagesimales.
Desnivel= 5.86 mts 0.81056Longitud= 20 m en horizontal 0.66291 2.66291Longitud= 20.84 m inclinada
En grados sexagesimales.
Desnivel= 56.54 mts 0.33709Longitud= 110 m en horizontal 0.27626 20.27626Longitud= 123.68 m inclinada
En grados sexagesimales.
Desnivel= 19.47 mts 0.72374Longitud= 28.96 m en horizontal 0.09224 5.09224Longitud= 34.9 m inclinada
En grados sexagesimales.
Dist. Totales 504.88 m en horizontalLongitud Total 564.55 m inclinada
mts
0.023 m
< 12.82 OK!
m/seg.m inclinadapara tubería de aceromts
m/m
m
Tirante en la sección del canal de salida del Sifónm/seg Velocidad en el canal a la salida del canalCota de salida al sifónNúmero de Froude (Flujo Subcrítico)Espejo de agua en canal de salidaEspejo de agua en salida de sifón
Y la longitud de transición exterior de canal trapezoidal exterior a caja rectangular será.
m.s.n.m
Las velocidades permisibles en la tubería as presión para evitar o reducir la abración en el tubo pedende del material de que está constituido, de la cantidad de sedimentos transportados, de su granulometría, de la cantidad de sedimentos transpor-
La selección de la tubería a presión es un problema económico y que obedece también a la pérdida de carga; el mayor cos-
La altura de presión útil, correspondiente a la carga hidróstática deducida de la pérdida de carga y la correspondiente a la
seg (Es el tiempo de cierre o tiempo que dura la maniobra en cerrar)
La altura de presión útil, correspondiente a la carga hidróstática deducida de la pérdida de carga y la correspondiente a la
y entrando al ábaco de Moody se obtiene
Cálculo de la sobrepresión en caso de cerrarse la Válvula de purga en el Fondo del SifónLa válvula se encuentra en el fondo cerca de puente
Carga neta considerando el tirante de ingresoLas velocidades deben limitarse por medio de las condiciones de regulación de la válvula de purga que se ubica en el fondo
seg
Se colocarán anclajes, por que la pendiente de la tubería, ya que la componente en el sentido del eje del tubo es mayor que
En el caso de codo vertical convexo
Fuerza debida al peso de tubería entre el anclaje y la Junta de Dilatación superior que tiende a hacer resbalar la
Coeficiente de fricción sobre superficies de concreto
Fuerza de tubería sobre los pilares por dilatación o contracción hacia abajo del anclaje
Fuerza de fricción en la junta de expanción aguas arriba
Fuerza de fricción en la junta de expanción aguas abajo
Presión hidrostática en el extremo expuesto de la tubería, en la junta de expanción aguas arriba.
a= 0.00638 Area de la sección rectaen la junta
Presión hidrostática en el extremo expuesto de la tubería, en la junta de expanción aguas abajo
Fuerza debida al peso de tubería entre el anclaje y la Junta de Dilatación superior que tiende a hacer resbalar la
Coeficiente de fricción sobre superficies de concreto
Fuerza de tubería sobre los pilares por dilatación o contracción hacia abajo del anclaje
Fuerza de fricción en la junta de expanción aguas arriba
Fuerza de fricción en la junta de expanción aguas abajo
Presión hidrostática en el extremo expuesto de la tubería, en la junta de expanción aguas arriba.
a= 0.00638 Area de la sección rectaen la junta
Presión hidrostática en el extremo expuesto de la tubería, en la junta de expanción aguas abajo
Para los demás anclajes se sigue el mismo proceso; los resultados lo presentamos en el siguiente cuadro
ANCLAJE 2 ANCLAJE 3 ANCLAJE 4 ANCLAJE 5 ANCLAJE 6
Descomposición de fuerza actuante para DILATACIÓN Y CONTRACCIÓN en cada Anclaje Y1814.10
36.32 ° X29.81 ° Angulo tramo n-1 = 1
1675.20
En el presente proyecto dimensionaremos 3 tipos de anclajes de acuerdo a las dimensiones que deben tener
La forma y el material considerado serán los mismos para los 3 tipos de anclajes; tal como se muestra en los
CARÁCTERÍSTICAS Y DIMENSIONES DE LOS ANCLAJES
DIMENSIONES LINEALES (m.)AREA (m2)
VOLUMENES PESO TOTAL
a c d e f x y hV1 V2 V3 V4 VT
DELexf dxc CONCRETO
1 1.00 1.00 1.00 0.50 0.50 0.40 0.20 0.50 0.25 1 0.292 1 0.08 0.13 1.082 2,596.682 1.50 2.00 2.00 1.00 1.00 0.80 0.40 1.00 1 4 2.333 6 0.64 0.26 7.434 17,841.363 2.00 3.00 3.00 1.50 1.50 1.00 0.50 1.50 2.25 9 7.875 18 1.5 0.39 23.986 57,566.04
ANCLAJE TIPO
DISEÑO DEL PUENTE DE CRUCE QUEBRADA EN SIFON.
PROYECTO: CONSTRUCCIÓN SISTEMA DE IRRIGACIÓN INTEGRAL RIO TOTOS
MARGEN DERECHADATOSDIMENSIONES DEL PUENTELongitud total del puente Lt=Longitud efectiva del puente Lp=Peso especifico del aceroPeso especifico del aguaProgresiva inicio del puente Pip=Progresiva final del puente Psp=Peso específico del concreto = (w)Resistencia de concreto del muro (f¨c) f´c=Longitud de la tubería Lt=Diámetro del tubo de acero d=espesor del tubo de acero e=Resistencia del acero fy=Progresiva eje del puente
a).- Diseño de la superestructura1).- Predimensionamiento de la viga del puente
H= L/10 @ L/15 1.6666666667 1.6 mtsB= 1 mts
Diseñaremos una viga TEspesor del ala bw= 0.5 mts
1.60 mtsEspesor del alma ba= 0.4 mts
2).- Cálculo de cargas en el puentePeso propio Wconcreto= Wc= 2.256 Tn/mlPeso de la tubería y del agua circulante
Peso del tubo Wt= 0.0498 Tn/mlPeso del agua Wa= 0.130 Tn/ml
Wd= 2.31 Tn/mlWv= 0.13 Tn/ml
Carga ampliadaWu= 1.50Wd+1.70 Wv
Wu= 3.679 Tn/ml3).- Momento último
Mu = 287.4 Tn-m Ocurre en el centro de la viga4).- Cálculos de los aceros
Calculamos el acero minimo para vigas, cuya cuantía mínima es 0.0033, para efectos de comparaciónAs mín = 14/f'y *b*H =As mín = 49.3333 cm2 Para una viga rectangular
Calculamos la cuantia de acero diseñando el elemento por rotura, con la formulas (1) y (2)
jacero=jagua=
jconcreto=
Si a<bw, diseñamos como una viga T
d = 1.48 mts
Asumimos a= 40 cmAs= 59.41 cm > que la cuantía minima
Entonces As = 59.41 cm2
Recalculamos el a= ### < el a asumido
Diseñaremos como viga TAsumimos a= ###
As= 58.26 cm > que la cuantía minima
Entonces As = 58.26 cm2
Recalculamos el a= ### < el a asumido
Asumimos a= ###As= 58.11 cm < que la cuantía minima
Entonces As = 58.11 cm2
Recalculamos el a= ### < el a asumido
Asumimos a= 34.18 cmAs= 58.09 cm > que la cuantía minima
Entonces As = 58.09 cm2
Recalculamos el a= 34.17 cm = el a asumido
Entonces As= 58.09 cm2
Luego colocamos aceroEn el alma distribuido de la siguiente maneraAsl= Astransver/3= 19.36 cm2
Tambien colocamos acero minimo en los extremos a cada lado en los apoyos
As =14/fy*B*bw= 16.67 cm2
4).- Diseño de estribos
donde: f = 0.9)1()2/ad(fy
MuAs
j= )2(
b.c'f85.0Asfy
a =
24 Und. usar f 3/4" en cuatro filas en la base viga c/u 6unid/ fila (acero en el medio de la viga)
usar f 3/4" 7 varillas a cada lado
usar f 5/8" 8 varillas a en el ala
Colocar estribos de 1/2" [email protected], [email protected], [email protected] y resto @0.25
b).- Diseño de la sub estructuraDiseño de los muros de estribos de apoyo
DATOS H muro = 7.00 mtsf´c= 175 Kg/cm2
Angulo de fricción inter del suelo Ø= 28
1).- Cálculo la reacción en los apoyos considerando el efecto sísmicoPor peso propioReacción por peso del tubo horizontal
Ra =Rb= 30.44 Tn Rasismo =Rbsismo= 0.91 Tn Consideramos el efecto del sismo hacia abajo RaTot =RbTot= 31.35 TnReacción por peso del tubo Inclinado Derecho
Reacción por peso del tubo Inclinado Izquierdo
2).- Predimensionamiento del muro de contención
DISEÑO DEL PUENTE DE CRUCE QUEBRADA EN SIFON.
25.80 mts25.00 mts
7.80 Tn/m31.00 Tn/m3
2165.682196.46 .
2.40 Tn/m3210.00 Kg/cm2
29.78 mts16.00 pulgadas0.005 mts
4200.00 Kg/cm2
0.50 mts
1.10 mts
Calculamos el acero minimo para vigas, cuya cuantía mínima es 0.0033, para efectos de comparación
1.00 mts
0.40 mts
0.75 2.54 2.2944348
)2(b.c'f85.0
Asfya =
Consideramos el efecto del sismo hacia abajo
DISEÑO DEL ESTRIBO DE CONCRETO ARMADO
PROYECTO: CONSTRUCCIÓN SISTEMA DE IRRIGACIÓN INTEGRAL RIO TOTOS MARGEN DERECHA
II . DISEÑO DE LOS ESTRIBOS
Las aletas estarán ubicadas a ambos lados del cuerpo del estribo formando un angulo de 45° de inclinación horizontal y seran muros de contención de C° A°, en cuya sección no actuan las cargas verticales anteriores, la carga actuante es el empuje de tierras solamente.
DATOS DE DISEÑO :
- Tipo de sobrecarga de diseño (s/c) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 0.050 ton/m2 (Peso del tubo +peso del agua) - Capacidad portante del terreno ( cimiento ) . . . . . . . . . . . . . . . 1.80 Kg/cm2 - Altura total del cuerpo de estribo ( h ) . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7.00 mts. - Peso especifico del Concreto (Wc) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.40 Tn/m3 - Peso especifico del Relleno (Wr) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.60 Tn/m3 - Angulo de fricción interna de terreno ( Ø ) . . . . . . . . . . . . . . . . 28° - Ancho de diseño del elemento (b). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 100 cms - Peralte efectivo de diseño (d) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 60 cms - Resistencia a la compresión del concreto (f'c). . . . 175 Kg/cm2 - Resistencia a la tracción del acero de refuerzo (fy) . . . . . . . . . . . 4200 Kg/cm2 - Ancho de la cajuela…………………………………………….. 1.00 mts.
II. A.- DISEÑO DE LA SECCION B-B (Inicio de alas del estribo):
2.00 0.30 2.00
S/C= 0.050 1.700
Hr= 6.40
Sección Fv br MoReacción en apoyos 19.60 2.15 42.13 (La reaccion es por m/ancho muro)
1 1.92 1 4.61 2.15 9.916.40 7.00 = H 0.96 2 2.304 1.90 4.38
2.40 3 5.76 2.00 11.52
4 20.48 3.30 67.58
Ac= 5.28 52.75 ton 135.52 tn-m2
0.60 0.3 Empuje activo del terreno (Relleno - S/C) :
Ea = ( Wr x hr ( hr + 2h' ) x Ca )/ 2= 14.28 Tn
0.60 =hc 3 Para : Ca = Tg 2 ( 45° - Ø / 2) = 0.361 h' = sobrecarga / Wr = 0.031
OEmpuje pasivo del terreno (Cimentación) :
B= 4.00 Ep = ( Wr x ( hc )^2 x Cp ) / 2 = 0.80 Tn
Para : Cp = Tg 2 ( 45° + Ø / 2) = 2.77 hc = Altura cimiento = 0.60
Sumatoria de momentos estables : M Me = M Mo + ( Ep x hc / 3 ) = 136 Tn-m
Sumatoria de momentos de volteo : M Mv = Ea x d = 33.5 Tn-m
M M estab. Verificación al volteo : F.S.V. = = 4.1 > 2.0 ¡ CONFORME !
M M volteo
M Fv.C + Ep Verificación al deslizamiento : F.S.D. = = 3.7 > 2.0 ¡ CONFORME !
M F horiz. Tal q' C= 0.45 x Tag Ø Sum F h= Ea
Verificación de presiones sobre el suelo :
Punto de aplicacion con respecto al empuje horizontal : d = (h/3)x(h+3xh')/(h+2xh') = 2.34 m Distancia de la resultante vertical : Xv = Sum Mo / Sum Fv = 2.57 m Distancia de la resultante al borde : X = Ea x d / Sum Fv = 0.63 m
Cálculo de la excentridad : e = B/3 - ( Xv - X1) = -0.60 b/6= 0.67
Presión máxima sobre el suelo : q max = M Fv x (1 + 6 e ) = 0.13 Kg/cm2
B B1Ton/m2<> 0.10kg/cm2
Presión mínima sobre el suelo : q min = M Fv x (1 - 6 e ) = 2.51 Kg/cm2 B B
DISEÑO Y VERIFICACION EN PANTALLA DE ESTRIBO
a) Empuje de tierras: Ka = 0.361Ea = .5xWrxHx(H+2xh')xKa= 11.95 tonEh = Ea x Cos (o/2) = 11.59 ton
Punto de aplicación con respecto al Eh : d = (H/3)x(H+3xh')/(H+2xh') = 2.34 mts
b) Momentos por rotura (Mu) y verficación del espesor (d) : Mu =1.5 x ( Eh x d ) = 40.75 ton
d =(( Mu x 10^5)/( 0.9 x 0.18 x f'c x( 1-0.59 x 0.18) x b))^ 1/2 40.10 cm < 60.00 Conforme!
c) Calculo del acero de refuerzo : As = (0.85-((0.7225-((1.70xMux10^5)/(0.90xf'cxd^2xb)))^1/2))x((f'c/fy)xbxd)d = 55.00 cms
a=
As = 20.7 cm2 <> 5/8" @ 0.10 0.625 2.54 1.97932609 As min = 12.13 cm2
d) Refuerzo por temperatura y por montaje : As temp = 0.002 x b x t 12 cm2 - en pantalla frontal = 2/3 x As temp = 8.00 cm2 <> 1/2" @ 0.17 - en pantalla posterior = 1/3 x As temp = 4.00 cm2 <> 1/2" @ 0.30
.500 2.54 1.2667687As mont = 0.0012 x b x t = 7.2 cm2 <> 1/2" @ 0.27
e) Verificación por corte : V act = 1.5 x ( Eh ) = 17.39 ton Vc min = 0.53 x 0.85 x (f'c)^ 0.5 x b x d 32,778 ton Vc max = 2.60 x 0.85 x (f'c)^ 0.5 x b x d 160,796 ton
Como : Vact < Vc min ====> No requiere estribos Vact < Vc max ====> Colocar refuerzo minimo
e).- calculo del acero en zapatapuntaMu= 4.8 Tn-m
c) Calculo del acero de refuerzo : As = (0.85-((0.7225-((1.70xMux10^5)/(0.90xf'cxd^2xb)))^1/2))x((f'c/fy)xbxd)d = 53.00 cms
As = 2.411 cm2 As min = 17.67 cm2
Usar <> 1/2" @ 0.30