Proyecto de Grado Estructuras Presentado por: Alejandra ...

Proyecto de Grado Estructuras

Presentado por:

Alejandra María Cantor Lesmes

Verificación del comportamiento estructural

Puente las Hormigas

Bogotá D.C., Colombia

Diciembre de 2018

TABLA DE CONTENIDO

RESUMEN ............................................................................................................................. 5

ABSTRACT ........................................................................................................................... 5

1. INTRODUCCIÓN .......................................................................................................... 6

2. PROPUESTA ESTRUCTURAL .................................................................................... 7

2.1. MATERIALES ....................................................................................................... 8

3. ANÁLISIS DEL PUENTE ............................................................................................. 8

3.1. EVALUACIÓN DE CARGAS .............................................................................. 8

3.1.1. Carga Muerta (DC) ......................................................................................... 8

3.1.2. Carga de pavimento (DW) .............................................................................. 9

3.1.3. Carga viva vehicular de diseño (LL) .............................................................. 9

3.1.4. Carga viva peatonal (PL) ................................................................................ 9

3.1.5. Amplificación por carga dinámica (IM) ......................................................... 9

3.1.6. Fuerza de frenado (BR) ................................................................................ 10

3.1.7. Carga de viento (W) ..................................................................................... 10

3.1.8. Carga de viento sobre la carga viva (WL) .................................................... 11

3.1.9. Carga sísmica ................................................................................................ 11

3.2. REQUISITOS SÍSMICOS ................................................................................... 11

3.3. FACTOR DE MODIFICACIÓN DE RESPUESTA ............................................ 12

3.4. COMBINACIONES DE CARGA ....................................................................... 13

4. DISEÑO ESTRUCTURAL DEL PUENTE ................................................................. 13

4.1. SUPERESTRUCTURA ....................................................................................... 14

4.1.1. Diseño del tablero y revisión del voladizo ................................................... 14

4.1.2. Diseño de las vigas postensadas ................................................................... 14

4.1.3. Diseño del “link Slab” .................................................................................. 19

4.2. INFRAESTRUCTURA ........................................................................................ 20

4.2.1. Viga cabezal ................................................................................................. 20

4.2.2. Pila intermedia .............................................................................................. 21

4.2.3. Cimentación pila intermedia ......................................................................... 22

4.2.4. Estribos ......................................................................................................... 24

4.2.5. Topes sísmicos .............................................................................................. 25

5. SISTEMA DE RESISTENCIA SÍSMICA ................................................................... 26

5.1. COLUMNAS ........................................................................................................ 27

5.2. NEOPRENOS ....................................................................................................... 27

5.3. TOPES SÍSMICOS .............................................................................................. 28

5.4. SUELO DE RELLENO ........................................................................................ 29

6. ANÁLISIS NO LINEAL CRONOLÓGICO ................................................................ 29

6.1. SELECCIÓN DE SEÑALES ............................................................................... 29

6.2. DEFINICIÓN DEL MODELO ............................................................................ 31

6.2.1. Columnas ...................................................................................................... 35

6.2.2. Tope sísmico ................................................................................................. 35

6.2.3. Neopreno reforzado ...................................................................................... 37

6.2.4. Suelo de relleno ............................................................................................ 38

6.3. NO LINEALIDAD GEOMÉTRICA .................................................................... 39

6.4. FLEXIBILIDAD DE LA CIMENTACIÓN ......................................................... 39

7. ESTADO DE LOS ELEMENTOS ............................................................................... 42

7.1. SUPERESTRUCTURA ....................................................................................... 43

7.2. VIGA CABEZAL ................................................................................................. 43

7.3. CORTE EN COLUMNAS ................................................................................... 44

7.4. COMPONENTES ................................................................................................. 45

8. NIVEL DE DESEMPEÑO ........................................................................................... 46

8.1. UMBRAL DE DAÑO DE LOS ELEMENTOS .................................................. 49

8.1.1. Elementos principales ................................................................................... 49

8.1.2. Elementos secundarios ................................................................................. 50

9. cantidades y presupuesto .............................................................................................. 55

10. CONCLUSIONES .................................................................................................... 56

11. REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS ..................................................................... 57

12. ANEXOS .................................................................................................................. 59

ÍNDICE DE ILUSTRACIONES

Ilustración 1. Esquema sección transversal del puente........................................................... 7

Ilustración 2. Esquema general modelo puente. ................................................................... 14

Ilustración 3. Esquema ubicación de chequeo de esfuerzos en la viga simple ..................... 18

Ilustración 4. Detalle refuerzo "Link Slab" .......................................................................... 20

Ilustración 5. Esquema definición "link slab" ...................................................................... 26

Ilustración 6. Esquema pila intermedia en el sentido transversal. ........................................ 27

Ilustración 7. Esquema definición geométrica neopreno. ..................................................... 28

Ilustración 8. Detalle tope longitudinal y transversal en la pila ........................................... 28

Ilustración 9. Detalle tope transversal estribo. ..................................................................... 28

Ilustración 10. Esquema modelo OPENSEES empotrado.................................................... 33

Ilustración 11. Esquema modelo OPENSEES con aporte cimentación flexible. ................. 33

Ilustración 12. Definición tipo de elementos usados en la definición del estribo. ............... 34

Ilustración 13. Definición tipo de elementos usados en la definición de la pila. ................. 34

Ilustración 14. Definición tipo de elementos usados en la definición de la cimentación. .... 34

Ilustración 15. Esquema cimentación sentido longitudinal y transversal de la pila. ............ 39

Ilustración 16. Descripción del nivel de estado de daños (BSST) según el umbral de daño de

los componentes (CDT). Tomado de: (Reginald DesRoches, 2012) ................................... 48

Ilustración 17. Tabla de clasificación del estado de daño del sistema del puente. (Reginald

DesRoches, 2012) ................................................................................................................. 56

ÍNDICE DE TABLAS

Tabla 1. Especificaciones concreto. ....................................................................................... 8

Tabla 2. Especificaciones de Acero. ....................................................................................... 8

Tabla 3. Parámetros sísmicos Floridablanca-Santander ....................................................... 11

Tabla 4. Combinaciones de carga aplicables CCP-14. ......................................................... 13

Tabla 5. Resumen solicitaciones por viga momento máximo (kN-m) ................................. 15

Tabla 6. Curvas esfuerzo de formación unitaria: materiales columna reforzada ................. 35

RESUMEN

El estado de daño en los puentes después de un evento sísmico ha sido caso de estudio

en diversos países alrededor del mundo. El presente documento tiene como fin realizar el

diseño elástico siguiendo los lineamientos de la normativa vigente de un puente ubicado en

el departamento de Santander, zona dentro de Colombia que se ha caracterizado por su alta

sismicidad. Para la revisión estructural propuesta se define un modelo usando el software

OPENSEES en el que se definen las características mecánicas y geométricas de los elementos

y el comportamiento de cada uno de los componentes del sistema de resistencia sísmica.

Finalmente, se presentan las conclusiones basadas en los coeficientes demanda-capacidad de

los elementos y en el documento Feasibility studies for improving Caltrans Bridge fragility

relationships, donde se definen rangos de aceptación del estado final del puente que tienen

en cuenta el nivel de reparación requerida y las restricciones necesarias en el tráfico después

del sismo.

ABSTRACT

Bridges’ damage state after a seismic event has been studied in several countries around

the world. This document presents the elastic design according with the current design code

of a bridge located in Santander, which in Colombia has been known for having a high level

of seismicity. To check the structural performance, a model using OPENSEES software is

defined. In this model mechanic and geometric characteristics of the elements and the

behavior of the seismic resistance system components are defined. Conclusions based on the

demand-capacity ratios for the elements and the document Feasibility studies for improving

Caltrans Bridge fragility relationships are presented. In this document acceptance criteria for

the bridge’s final state that consider repair measures and use restriction after the earthquake

are defined.

1. INTRODUCCIÓN

A lo largo de este proyecto, se presentará el diseño estructural del puente «Las Hormigas»

y, la revisión estructural del diseño por medio de un análisis no lineal. El diseño elástico se

hizo siguiendo la norma colombiana de diseño de puentes del 2014 CCP-14. El puente

vehicular ha estudiar está ubicado en el municipio de Floridablanca Santander, tiene

capacidad para dos calzadas vehiculares y acceso peatonal para saltar un valle de 60m de

longitud. Como solución estructural se propone el diseño de un puente de dos luces de 30m

simplemente apoyadas sobre un pórtico intermedio y estribos en sus extremos.

Asi las cosas, el estudio de suelos muestra que en general el suelo es competente, sin

embargo, se recomienda cimentación semi-profunda en la pila central y los estribos para

alcanzar el estrato de material granular recomendado. Se propone el uso de caissons de 1.30m

de diámetro de mínimo 4 metros de longitud. Una vez realizado el diseño estructural del

Puente «Las Hormigas» se procede a realizar una revisión del comportamiento estructural

por medio de un análisis no lineal cronológico.

El análisis no lineal del puente se realizó siguiendo los requisitos del “AASHTO Guide

Specifications for LRFD Seismic Bridge Design” y siguiendo las recomendaciones del

“Caltrans seismic design criteria”.

2. PROPUESTA ESTRUCTURAL

Se realiza el diseño estructural de un puente simplemente apoyado para cargas muertas y

vivas de luz total de 60m. El sistema estructural consiste en cuatro vigas de 30m por luz

prefabricadas postensadas en el sitio y luego izadas sobre la pila intermedia y los apoyos

externos. Los puentes simplemente apoyados cuentan con una junta interna que en general

presenta problemas si no recibe el adecuado mantenimiento. Con el fin de evitar que se

generen patologías por la filtración y golpeteo, se recomienda el uso del sistema “link slab”,

el cual genera una continuidad para cargas vivas en el puente, pero no afecta el diseño

estructural inicial de las vigas como simplemente apoyadas.

Ilustración 1. Esquema sección transversal del puente.

La infraestructura está conformada por estribos convencionales en concreto reforzado,

los cuales soportan las cargas verticales originadas por la superestructura y, horizontales

originadas por los empujes del relleno y los empujes sísmicos del suelo tras ellos. En el

intermedio se encuentra una pila compuesta por dos columnas en pórtico. Este apoyo

intermedio estará sometido a cargas verticales y horizontales sísmicas, que son controladas

por medio de la existencia de topes sísmicos longitudinales y transversales.

2.1. MATERIALES Tabla 1. Especificaciones concreto.

CONCRETO

Tablero, Riostras, New Jersey, pila y viga cabezal f´c = 28 MPa

Vigas pos-tensadas f’c = 35 MPa

Losas de acceso, estribos y caissons. f’c = 21 MPa

Tabla 2. Especificaciones de Acero.

ACERO

Acero de refuerzo ASTM A706 fy = 420 MPa

Acero tensionado Grado 270, baja relajación fpu = 1860 MPa

fys= 1674 MPa

K= Coeficiente de fricción por oscilación =

0.000066/cm

µ = Coeficiente de fricción por curvatura = 0.25

radianes

Torones 5/8:

Área = 1.40 cm2

Módulo de Elasticidad=197000 MPa

Desplazamiento de la cuña = 0.65cm

3. ANÁLISIS DEL PUENTE

3.1. EVALUACIÓN DE CARGAS

3.1.1. Carga Muerta (DC)

La carga muerta del puente será evaluada por medio del software de modelación

donde se definirá la geometría de cada una de las secciones que componen el puente y,

asimismo, cual material se usara para su construcción. En este caso la densidad del concreto

se tomará como 24 kN/m3.

La carga de barreras vehiculares, la cual hace parte de las cargas sobreimpuestas es

evaluada de la siguiente forma:

𝑊𝑏𝑎𝑟𝑟𝑒𝑟𝑎𝑠 = 𝐴𝑏𝑎𝑟𝑟𝑒𝑟𝑎𝑠 ∗ 𝛾𝑐𝑜𝑛𝑐𝑟𝑒𝑡𝑜

𝑊𝑏𝑎𝑟𝑟𝑒𝑟𝑎𝑠 = 6.09𝑘𝑁

𝑚

La carga de la baranda peatonal que hará parte del andén peatonal proyectado tiene

una carga por metro lineal de:

𝑊𝑏𝑎𝑟𝑟𝑒𝑟𝑎𝑠 = 0.5𝑘𝑁

𝑚

3.1.2. Carga de pavimento (DW)

𝐷𝑊 = 𝐸𝑠𝑝𝑒𝑠𝑜𝑟 𝑑𝑒𝑙 𝑝𝑎𝑣𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 ∗ 𝛾𝑝𝑎𝑣𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 = 1.54𝑘𝑁

𝑚2

3.1.3. Carga viva vehicular de diseño (LL)

Número de carriles de diseño = 9.30m/3.60m = 2.58

De acuerdo con el resultado anterior, el puente será analizado para el número de

carriles sin fracción; dos en este caso. Se tiene en cuenta únicamente el espacio entre barreras

vehiculares ya que así se encuentra estipulado en el capítulo 3.6.1.1.1

Según el CCP-14 se asigna la mayor de las siguientes cargas:

- El camión de diseño más la carga de carril de 10.30 kN/m

- El tándem más la carga de carril

3.1.4. Carga viva peatonal (PL)

Según el capítulo 3.61.1.2 de la norma, la carga viva peatonal se debe combinar con

la carga viva vehicular de la siguiente manera:

- Condición 1: Un carril vehicular cargado más la carga peatonal distribuida de 3.6

kN/m2 con un factor de simultaneidad de 1.00.

- Condición 2: Dos carriles cargados más la carga peatonal distribuida de 3.6 kN/m2

con un factor de simultaneidad de 0.80

3.1.5. Amplificación por carga dinámica (IM)

El efecto de la carga viva debe amplificarse siguiendo la tabla 3.6.2.1-1 del CCP-14.

3.1.6. Fuerza de frenado (BR)

La fuerza de frenado debe aplicarse como la mayor de las siguientes situaciones:

- 25% del peso de los ejes del camión o el tándem de diseño

Camión:

25%(40 + 160 + 160) = 90𝑘𝑁

Tándem

25%(125 + 125) = 62.5𝑘𝑁

- 5% del camión de diseño más la carga de carril o 5% del tándem de diseño más la

carga de carril

Camión

5%[360𝑘𝑁 + (10.30𝑘𝑁

𝑚∗ 35𝑚)] = 36.025𝑘𝑁

Tándem

5%[250𝑘𝑁 + (10.30𝑘𝑁

𝑚∗ 35𝑚)] = 30.52𝑘𝑁

3.1.7. Carga de viento (W)

Según el CCP-14 la mínima carga de viento a aplicar es de 4.5 kN/m por lo cual esté

será el valor por aplicar.

- Carga de viento vertical superestructura

La carga de viento vertical debe ser aplicada para evaluar las combinaciones de carga

de Resistencia III y Servicio IV, debe ser aplicada a ¼ del ancho del tablero hacia barlovento

y se calcula de la siguiente manera:

0.96𝐾𝑃𝑎 ∗ 𝑏𝑡𝑎𝑏𝑙𝑒𝑟𝑜 = 0.96𝑘𝑁

𝑚2∗ 11𝑚 = 10.56 𝑘𝑁/𝑚

3.1.8. Carga de viento sobre la carga viva (WL)

La carga de viento sobre la carga viva debe aplicarse como una carga distribuida de

1.46 kN/m a una distancia de 1.80m, medida perpendicularmente desde la calzada del puente.

3.1.9. Carga sísmica

Tabla 3. Parámetros sísmicos Floridablanca-Santander

Perfil de suelo C

Coeficiente de aceleración pico del

terreno (PGA) 0.25

Coeficiente de periodos cortos (Ss) 0.5

Coeficiente de periodos largos (S1) 0.25

Coeficiente de ampliación en

periodos cortos (FPGA) 1.15

Coeficiente de ampliación en

periodos cortos (Fa) 1.20

Factor de sitio (Fv) 1.55

3.2. REQUISITOS SÍSMICOS

El tipo de análisis sísmico requerido depende de la zona sísmica donde se encuentra

el puente y la clasificación operacional del mismo.

Zona de desempeño sísmico 3

Tipo de puente Regular

Clasificación operacional Esencial

Tipo de análisis Método elástico multimodal

3.3. FACTOR DE MODIFICACIÓN DE RESPUESTA

Dada la configuración de la pila central el factor de modificación de respuesta es

diferente para la dirección X del sismo y la dirección Y. En la dirección X tenemos dos

columnas verticales y, para la dirección Y se cuenta con un pórtico que brinda redundancia.

Nota. Tabla obtenida de la norma –AASHTO- Guide Specifications for LRFD Seismic Bridge Design

Para el diseño de conexiones entre superestructura e infraestructura o, infraestructura

y cimentación se usarán los factores de modificación de respuesta especificados en la

siguiente tabla.

Nota. Tabla obtenida de la norma –AASHTO- Guide Specifications for LRFD Seismic Bridge Design

3.4. COMBINACIONES DE CARGA

Teniendo en cuenta los lineamientos del código colombiano de diseño de puentes

CCP-14 se presentan las condiciones de resistencia para el diseño estructural de súper e

infraestructura, las combinaciones de servicio para los chequeos pertinentes de cimentación

y elementos de concreto reforzado y las combinaciones de evento extremo en los cuales se

tendrán en cuenta los efectos sísmicos.

Tabla 4. Combinaciones de carga aplicables CCP-14. DC DW LL+IM BR WS W vertical WL EQ

RESISTENCIA I 1.25 1.50 1.75 1.75 -

- -

RESISTENCIA III 1.25 1.50 - - 1.40 1.40 - -

RESISTENCIA V 1.25 1.50 1.35 1.35 0.40 - 1.00 -

SERVICIO I 1.00 1.00 1.00 1.00 0.30 - 1.00 -

SERIVCIO II 1.00 1.00 1.30 1.30 - - - -

SERVICIO IV 1.00 1.00 - - 0.70 0.70 - -

EVENTO EXTREMO I (FAV) 1.25 1.50 0.50 0.50 - - - 1.00

EVENTO EXTREMO I (DESF)

0.90 0.65 0.50 0.50 - - - 1.00

4. DISEÑO ESTRUCTURAL DEL PUENTE

El análisis del puente fue realizado por medio de un modelo computacional en CSI

Bridge, el cual contempla elementos tipo Shell y tipo frame. Este modelo fue definido con

las características geométricas y mecánicas de los materiales y las cargas a las que estará

sometido el puente. El diseño de los elementos estructurales que componen el puente fue

realizado siguiendo la filosofía de diseño LRFD. A continuación, se presenta una imagen

general del modelo realizado.

Ilustración 2. Esquema general modelo puente.

La superestructura no hace parte del sistema de resistencia a fuerzas horizontales del

puente, por lo que las cargas a las que está sometida son cargas verticales principalmente.

4.1. SUPERESTRUCTURA

4.1.1. Diseño del tablero y revisión del voladizo

Para el diseño del tablero y la revisión del voladizo se usa un análisis manual donde

se contemplan las cargas sobreimpuestas a las que se someterá el puente, las cuales son capa

de rodadura, baranda peatonal y New Jersey. Para la carga móvil se usan los métodos

aproximados propuestos en el capítulo 4 de la norma colombiana para el diseño sísmico de

puentes CCP-14; donde se permite el cálculo de un ancho de franja donde se aplica la carga

móvil.

4.1.2. Diseño de las vigas postensadas

Para el diseño de las vigas en I postensadas se tuvo en cuenta los lineamientos del

capítulo 5 del CCP-14.

El postensado de la viga se realizará en dos tensionamientos, el primero donde la viga

trabaja como sección simple y el segundo cuando se tenga la sección compuesta, la

distribución será la siguiente:

PRIMER

TENSIONAMIENTO SEGUNDO TENSIONAMIENTO

Número de

cables 3 2

Número totales

de torones 21 14

Sección que

trabaja

Simple

Compuesta

Cargas

aplicables

Peso propio viga en I

Peso de la losa sin aporte de

rigidez

Peso de los diafragmas

Carga viva vehicular

Carga viva peatonal

Cargas sobreimpuestas (baranda, New Jersey, anden)

Carga de pavimento

Se estudiran las condiciones de esfuerzo en la seccion, durante las diferentes etapas

de carga a la que se sometera la viga, teniendo en cuenta las etapas de carga como se muestran

en los siguientes diagramas:

Tabla 5. Resumen solicitaciones por viga momento máximo (kN-m)

Se realiza el diseño estructural para la viga crítica, que en este caso es la viga

exterior. Para el cálculo de las pérdidas se siguen los lineamientos del capítulo 5.9.5.

Para un primer dimensionamiento del tensionamiento requerido se asume que la

tracción a la que estará sometido el concreto será cero. Se evaluará en el centro de luz en la

fibra inferior del elemento.

𝜎 =𝑀𝑠 ∗ 𝑦𝑏𝑐𝐼𝑐

+𝑀𝑠𝑐 ∗ 𝑦𝑏𝑐

𝐼𝑐−𝑇 ∗ 𝑒 ∗ 𝑦𝑏𝑐

𝐼𝑐−𝑇

𝐴𝑐

Primer Tensionamiento Segundo tensionamiento

Esfuerzo límite a

tracción (MPa) 0.0 0.0

Área (mm2) 551300.00 1020874.275

Inercia (mm4) 173377313505 369343406054

yb (mm) 829.7950299 1232.365405

MOMENTOS DE SERVICIO

Momento peso propio de la viga simple Mp 1489 kN-m

Momento Tablero sin fraguar Ml 1863 kN-m

Momento por diafragmas MD 170 kN-m

Momento debido al pavimento MDW 507 kN-m

Momento Bordillos+Anden+ Barandas Msi 389 kN-m

Momento debido a la carga viva+Impacto+Fr ML 3452 kN-m

MT 7868.99 kN-m

Primer

tensionamiento (kN)

Segundo

tensionamiento (kN)

DFpF 165.64 177.05

DFpA 115.84 77.22

DFpES 144.89 31.91

DFpSD 194.38 127.96

DFpCD 90.20 88.40

DFpR2 17.19 11.46

DFpSS -5.19

DFpT 728.14 508.83

Tensión total máxima antes de pérdidas 4305 2870

Porcentaje del tensionamiento total 17% 18%

Contracción de la losa de concreto

Perdida total

Perdida por fricción

Perdida por corrimiento del anclaje

Acortamiento elástico en el momento de aplicación del

preesfuerzo o cargas externas

Retracción del concreto de la viga después de la

construcción de la losa y el momento final

Flujo plástico del concreto de la viga después la

construcción de la losa y el momento final

Relajación de los torones después la construcción de

la losa y el momento final

Excentricidad (mm) 739.7950299 947.3654046

Solicitación (N-mm) 3521810000 4347180000

Tensionamiento

requerido (kN) 3147.87 3503.13

Según el CCP-14 las limitantes para los esfuerzos a tracción y compresión antes y

después de pérdidas son:

Esfuerzo a

compresión (MPa)

Esfuerzo a tracción

(MPa)

Primer

tensionamiento

Después de pérdidas -18.9 2.80

Antes de pérdidas -18.9 3.53

Segundo

tensionamiento

Después de pérdidas -21.00 2.95

Antes de pérdidas -21.00 3.72

Nota. Recuperado del capítulo 5.9.5 de la Norma Colombiana de diseño de puentes 2014.

Ilustración 3. Esquema ubicación de chequeo de esfuerzos en la viga simple

Condicion Área Inercia exentricidad Yt Yb Momento Po (efectivo) s1 s2 s3 Po (gato) s1 s2 s3

(mm2) (mm4) (mm) (mm) (mm) (kN-m) (kN) MPa MPa MPa (kN) MPa MPa MPa

1 551300 173377313505 740 770 830 1489 7.12 -6.61

2 551300 173377313505 740 770 830 1863 8.92 -8.28

2A 551300 173377313505 740 770 830 170 0.82 -0.76

3 1020874 369343406054 947 578 1232 896 2.99 -1.35 -1.40

4 1020874 369343406054 947 578 1232 3452 11.52 -5.20 -5.40

5 31.36 -22.20 -6.80

5A 16.86 -15.65

6 551300 173377313505 740 770 830 3530.10 -18.90 5.20 4305 -23.1 6.3

7 551300 173377313505 740 770 830 -2.05 -10.45

7A -15.9 -0.273

8 1020874 369343406054 947 578 1232 2353.40 -9.74 1.05 1.18 2870 -11.9 1.3 1.44

9 1020874 369343406054 947 578 1232 2.71 -15.94 -5.62

10 1020874 369343406054 947 578 1232 -13.93 -9.16 1.44

Esfuerzo en transferenciaEsfuerzo Efectio

4.1.3. Diseño del “link Slab”

Como solución a la junta de dilatación que aparecería sobre la superestructura del puente,

se tomó la decisión de implementar el sistema llamado “link slab”. Este sistema ha sido probado

en puentes existentes de viga y losa para eliminar la junta que causa problemas patológicos al

concreto reforzado por su falta de mantenimiento permanente.

Este sistema consiste en la adición de concreto con microfibras sobre una capa de material

elastómero, el cual permite el giro en las vigas principales del puente; lo que respeta el

comportamiento de vigas simplemente apoyadas para el cual fue diseñado. La sección nueva de

concreto sobre la junta debe estar diseñada para cubrir el momento negativo que producen los ejes

del camión en este punto.

Titulo. Diseño estructural Link slap

Ilustración 4. Detalle refuerzo "Link Slab"

4.2. INFRAESTRUCTURA

4.2.1. Viga cabezal

Resistencia a la compresión del concreto f'c 28 Mpa

Modulo de elásticidad E 25399 MPa

Acero de refuerzo Fy 420 MPa

Recubrimiento superior rs 0.08 m

DATOS DE ENTRADA

Inferior Superior

Momento último por resistencia Mu kN-m/m 3420.82 5557.94

Inercia Ig m4 0.28125 0.28125

Eje Neutro EN m 0.75 0.75

Recubrimiento sobre barras rec m 0.08 0.08

Base b m 1.6 1.6

Altura h m 1.5 1.5

d m 1.41 1.41

Módulo de rotura del concreto fr MPa 3.28 3.28

Momento de fisuración Mcr=(fr*Ig) / EN kN-m/m 1230.27 1230.27

Cuantía 1.20 Mcr rmin 0.0011 0.0011

Cuantía 1.33Mu rmin 0.00390 0.00645

Cuantía mínima (CCP-14 5.7.3.3.2) rmin 0.00112 0.00112

Cuantía sección rsec 0.0029 0.0048

Cuantía de Diseño rdis 0.00293 0.00485

Área de acero requerida As req cm2 66.019 109.164

Referencia de barra en octavos de pulgada 8 8

Diámetro nominal de la barra b cm 2.54 2.54

Área de la barra As barra cm2 5.07 5.07

Número de barras requeridas N cm 14 22

Número de barras colocadas Nc cm 24 24

Área de acero colocada As col cm2/m 121.61 121.61

Cuantía colocada rcol 0.00864 0.00864

Momento resistente ØMn kN-m/m 5974.41 5974.41

Momento cuantía mínima 1.2 Mcr kN-m/m 1476.33 1476.33

(ØMn(res))>=1.2Mr Cumple Cumple

DISEÑO A FLEXIÓN

Distancia desde la cara a compresión hasta el

centroide del refuerzo

4.2.2. Pila intermedia

La pila fue diseñada siguiendo el capítulo 3.10.9.4 del CCP-14 para puentes ubicados en

zonas sísmicas 3 y 4. En este capítulo se exige que las columnas en dirección del pórtico y, aquellas

que están actuando solas, sean diseñadas con las fuerzas inelásticas en la articulación plástica y una

sobre resistencia aplicando un factor de 1.3.

El diseño inicial de la pila se realiza con las solicitaciones producidas por la combinación

evento extremo I con el R aplicable a cada dirección de la pila intermedia.

RESISTENCIA NOMINAL DE CORTANTE

Horizontal

Externa

Factor de resistencia 0.90

Cortante último de resistencia Vu kN 4641.51

Fuerza axial mayorada (-) si es tracción Nu kN 682.39

Base para corte b m 1.60

Altura para corte h m 1.50

dv dv m 1.1697

0.72h m 1.0800

dv de diseño dvd m 1.1697

Distancia entre capas de refuerzo longitudinal m 1.3146

Esfuerzo a cortante vu kN/m2 2480.06

eS eS 0.00319

Tamaño maximo agregado ag mm 19.00

Sx Sx m 1.1697

Parametro de espaciamiento de grietas Sxe m 0.82

Sxe de diseño 0.30<Sxe<2 Sxe di m 0.82

Habilidad para trasmitir tensión β 1.01

Angulo de inclinación de los

esfuerzos de compresión diagonalq 40.16

Vc Vc kN 831.70

Vc Vc kN 748.53

Vc >Vu Vc >Vu FALSO

Requiere refuerzo mínimo? Requiere

Estribo # 5

Diametro estribo 1.59

Numero de ramas a corte Nr 4.00

Área de acero a cortante Av cm2

7.92

Resitencia al corte por el acero Vs kN 3892.98

Separación requerida 11.84

Separación mínima S min cm 75.7

Separación máxima S max cm 30.00

Separación colocada Scol cm 10.00

𝑠 =

𝑀 𝑑𝑣

+ 0.5 ∗ 𝑁 + − 𝑝 − 𝐴𝑝𝑠 ∗ 𝑝𝑣

𝐸𝑠 ∗ 𝐴𝑠 + 𝐸𝑝 ∗ 𝐴𝑝𝑠 = 29 + 3500 𝑠

=4.

(1 + 50 𝑠)

51

(39 + 𝑠 𝑒)

= 0.0 3 ∗ ∗ 2 ∗ 𝑏𝑣 ∗ 𝑑𝑣

𝑒 = 1.3

𝑎 + 0.63 2000𝑚𝑚

Refuerzo longitudinal 37 barras Ø 1 1/4’’

Refuerzo transversal Flejes Ø 5/8’’ c. 10cm

Una vez realizado el diseño de la pila se calcula la fuerza cortante, la cual se considera

como la menor entre el corte obtenido, esto por medio del desarrollo de las fuerzas inelásticas en

la rótula plástica y, el corte obtenido por medio de la combinación evento extremo con R=1.00.

Requisitos sísmicos de confinamiento

- Refuerzo transversal en la parte superior e inferior por 1.50m.

- La separación del refuerzo transversal en zona de confinamiento no puede ser mayor que

10cm

4.2.3. Cimentación pila intermedia

- Dado de cimentación

-20000

-10000

0

10000

20000

30000

40000

50000

0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000

Car

ga a

xial

[kN

]

Momento [kN-m]

Diagrama de interacción

- Caisson

Refuerzo longitudinal 37 barras Ø 1’’

Refuerzo transversal Flejes Ø 5/8’’ c. 7.5cm

Resistencia a la compresión del concreto f'c 28 Mpa

Modulo de elásticidad E 25399 MPa

Acero de refuerzo Fy 420 MPa

Recubrimiento superior rs 0.1 m

DATOS DE ENTRADA

Inferior Superior

Momento último por resistencia Mu kN-m/m 1426.30 1357.70

Inercia Ig m4 0.28125 0.28125

Eje Neutro EN m 0.75 0.75

Recubrimiento sobre barras rec m 0.1 0.1

Altura h m 1.5 1.5

d m 1.39 1.39

Módulo de rotura del concreto fr MPa 3.28 3.28

Momento de fisuración Mcr=(fr*Ig) / EN kN-m/m 1230.27 1230.27

Cuantía 1.20 Mcr rmin 0.0019 0.0019

Cuantía 1.33Mu rmin 0.00265 0.0025

Cuantía mínima (CCP-14 5.7.3.3.2) rmin 0.00185 0.0019

Cuantía sección rsec 0.0020 0.0019

Cuantía de Diseño rdis 0.00199 0.0019

Área de acero requerida As req cm2

27.655 26.302

Referencia de barra en octavos de pulgada 7 7

Diámetro nominal de la barra b cm 2.22 2.22

Área de la barra As barra cm2 3.87 3.87

Separación calculada s cm 13 14

Separación colocada s cm 12 12

Área de acero colocada As col cm2/m 34.83 34.83

Cuantía colocada rcol 0.00251 0.00251

Momento resistente ØMn kN-m/m 1788.01 1788.01

Momento cuantía mínima 1.2 Mcr kN-m/m 1476.33 1476.33

(ØMn(res))>=1.2MrCumple r

minimo

Cumple r

minimo

DISEÑO A FLEXIÓN

Distancia desde la cara a compresión hasta el

centroide del refuerzo

-10000

-5000

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000

Car

ga a

xial

[kN

]

Momento [kN-m]

Diagrama de interacción

4.2.4. Estribos

Para el diseño de los estribos se realizó un modelo externo al modelo general del puente.

Los caissons fueron modelados por medio de elementos tipo frame con resortes calculados por

medio del coeficiente de Balasto. El dado, vástago y espaldar fueron modelados con elementos tipo

Shell.

Gráfica: Despiece de estribo.

ELEMENTO CHEQUEO

DADO

Flexión

Corte como viga

Chequeo por fisuración

Punzonamiento

VÁSTAGO Flexión

Cortante

ESPALDAR Flexión

Cortante

PILOTES

Flexo-compresión

Cortante

Requisitos sísmicos

4.2.5. Topes sísmicos

El diseño estructural de los topes sísmicos se hace siguiendo las recomendaciones del

Seismic design criteria version 1.7, donde se recomienda diseñar el tope sísmico para resistir la

carga desarrollada en la rótula plástica de las columnas (CALTRANS, 2013).

5. SISTEMA DE RESISTENCIA SÍSMICA

Según las inspecciones realizadas después del terremoto del Chile del 2012, registradas en

el documento “Nuevos criterios de diseño sísmico para puentes en chile” la tipología estructural

escogida para este puente presenta fallas principalmente por perdida de apoyo. Las

recomendaciones allí establecidas fueron acogidas para la definición del sistema de resistencia

sísmica del puente. Estas recomendaciones hacen referencia a la longitud mínima de apoyo en los

estribos y apoyos intermedios, el uso de continuidad por medio de losetas en las juntas intermedias

del puente y la restricción longitudinal en los apoyos extremos e intermedios (Alex Union, 2011).

Se espera que el puente no sufra perdida de apoyo en un evento sísmico y, que los elementos

que le brindan estabilidad en la dirección longitudinal y transversal sean fácilmente reemplazables,

los cuales no generen una afectación estructural al estribo o su cimentación.

El puente es considerado de tipología semi integral por la unión monolítica que existe sobre

las vigas que componen la superestructura la cual, evita el movimiento relativo o choque del tablero

en un evento sísmico de importancia. Este “link slab” puede sufrir daño en un evento sísmico.

Ilustración 5. Esquema definición "link slab"

5.1. COLUMNAS

Las columnas son el elemento principal de resistencia sísmica, se espera que disipen energía

por medio de la formación de rótulas. Las rótulas son definidas por medio de un modelo de fibras

que tiene en cuenta las curvas del concreto confinado, no confinado y el acero de refuerzo. La viga

cabezal es modelado como un elemento que permanece en el rango elástico a razón de que el diseño

inicial fue hecho por capacidad.

Ilustración 6. Esquema pila intermedia en el sentido transversal.

5.2. NEOPRENOS

Es recomendado usar apoyos de neopreno entre la superestructura y la infraestructura esto

con el fin de permitir la rotación y desplazamientos controlados. Para este caso se usa un neopreno

reforzado con láminas de acero, de 10cm de alto y grado 60.

Ilustración 7. Esquema definición geométrica neopreno.

5.3. TOPES SÍSMICOS

El tope sísmico es un elemento tipo fusible cuya principal tarea es evitar la pérdida de silla

en un evento sísmico. Se proyecta el uso de un tope tipo dúctil. El diseño se realizó siguiendo las

recomendaciones del Caltrans que sugieren realizar un diseño por capacidad teniendo en cuenta el

corte desarrollado en la infraestructura, en este caso las columnas.

𝐴𝑠𝑘 =1

1.4 𝑦( 𝑠𝑘 − 0.4𝐴𝑐𝑣) → 𝐶𝑎𝑙𝑡𝑟𝑎𝑛𝑠 . .4.1𝐴 − 2

Ilustración 8. Detalle tope longitudinal y transversal en la pila

Ilustración 9. Detalle tope transversal estribo.

Se realiza un chequeo de la riostra por medio de un modelo con elementos tipo Shell, para

garantizar su comportamiento ante la reacción generada en el tope longitudinal ubicado sobre la

pila.

5.4. SUELO DE RELLENO

El aporte en el sentido longitudinal de los estribos depende de la resistencia brindad por el

suelo pasivo de relleno porque el espaldar es un elemento frágil que se espera que falle en un evento

sísmico.

6. ANÁLISIS NO LINEAL CRONOLÓGICO

6.1. SELECCIÓN DE SEÑALES

La selección de señales se hizo basada en la normativa “AASHTO Guide Specifications for

LRFD Seismic Bridge Design” y las recomendaciones del “Minimun design loads and associated

criteria for buildings and other structures”ASCE 7-16.

El puente se encuentra ubicado en el municipio de Floridablanca – Santander, el cual

pertenece a la zona urbana de Bucaramanga. El proceso de selección de señales se realiza basado

en la desagregación sísmica de Bucaramanga donde se define un par magnitud-distancia. Para el

caso del puente en estudio se tiene una contribución del 73% en un rango magnitud de 5.55 a 6.32

y un rango de distancia focal en km de 0 a 26 y un 27% en un rango magnitud de 7.10 a 8.23 y un

rango de distancia focal en km de 79 a 105.

Una vez escogido el par magnitud-distancia se revisa el tipo de falla y las fallas que afectan

Bucaramanga tomado del “estudio general de amenaza sísmica de Colombia 2009”

Nota: obtenida del Estudio General de Amenaza Sísmica de Colombia 2009.

Las fallas relevantes para el análisis teniendo en cuenta un periodo de retorno de 1000 años

son la Frontal Cordillera Oriental Norte y Suarez. Estas fallas son de tipo corticales (Asociación

colombiana de ingeniería sísmica, 2009).

Finalmente, las señales se escogen considerando el tipo de suelo sobre el cual se encuentra

cimentado el puente, el perfil del suelo está definido en el estudio de suelos como tipo C cuya

velocidad media de onda cortante se encuentra en un rango de 760m/s y 360m/s, según la tabla

3.10.3.1-1 del CCP-14 (Asociación colombiana de ingeniería sísmica, 2014).

6.2. DEFINICIÓN DEL MODELO

Para la modelación se usa el software Open system for earthquake engineering simulation

(OPENSEES), desarrollado por la fundación The Pacific Earthquake Enginnering research center

(PEER). Para el análisis se tiene en cuenta la no linealidad del material por medio de la definición

de curvas de fuerza desplazamiento para cada uno de los componentes, la no linealidad geométrica

por medio de la simplificación P-Delta y la afectación por el efecto de la cimentación flexible.

Los elementos que no hacen parte del sistema de resistencia sísmica del puente fueron

modelados por medio de elementos que permanecen en el rango elástico a través del análisis. El

elemento escogido para la modelación es «ElasticBeamElement» que tiene como parámetro de

entrada las propiedades geométricas y mecánicas de la sección. Al final de este informe se presenta

la comprobación de que esta asunción es correcta para la superestructura y la viga cabezal.

Para el modelo no lineal cronológico se asume que la riostra encargada de dar unión a las

vigas. Para que esta tengan deformaciones uniformes, es modelada por medio de un elemento

completamente rígido, al igual que la loseta de unión o «Link Slab» el cual se espera que falle en

un evento sísmico, definido desde el inicio como un elemento tipo fusible.

El modelo en OPENSEES permite la definición de las curvas fuerza desplazamiento de

cada uno de los componentes que hacen parte de la estructura del puente. A continuación, se

presenta un resumen de la definición de estos. Los componentes se modelaron siguiendo las

recomendaciones del Guidelines for nonlinear seismic analysis of ordinary bridges (Roshanak

Omrani, 2012).

Ilustración 10. Esquema modelo OPENSEES empotrado.

Ilustración 11. Esquema modelo OPENSEES con aporte cimentación flexible.

Ilustración 12. Definición tipo de elementos usados en la definición del estribo.

Ilustración 13. Definición tipo de elementos usados en la definición de la pila.

Ilustración 14. Definición tipo de elementos usados en la definición de la cimentación.

6.2.1. Columnas

Como fue dicho anteriormente las columnas son el elemento principal del sistema de

resistencia sísmica del puente, si se produce una falla parcial o total de esta la estabilidad del puente

podría verse seriamente comprometida. La modelación de la columna se hizo teniendo en cuenta

que su comportamiento debe permitir la formación de rótulas plásticas, estas son definidas por

medio de un modelo de fibras que toma como base el modelo de Mander para brindar la definición

del comportamiento del concreto confinado y no confinado y la curva del acero de refuerzo.

El elemento usado para este tipo de análisis en OPENSEES es ForceBeamColumn definido

con tipo de sección fiber donde se definen los materiales de la sección transversal.

Tabla 6. Curvas esfuerzo de formación unitaria: materiales columna reforzada

6.2.2. Tope sísmico

Los topes sísmicos usados para el análisis de los componentes fueron caracterizados por

medio de los estudios experimentales presentados en la tesis doctoral seismic response of sacrificial

shear keys in bridge abutments.

La geometría y la cuantía volumétrica de los topes longitudinales y transversales varían en

su comportamiento según la caracterización descrita en el documento mencionado. Los topes

sísmicos transversales poseen un volumen de concreto más grande lo que hace necesario el uso de

una mayor área de refuerzo, estos topes por su relación de aspecto presentan un comportamiento

“puntal-tensor” por lo que se caracteriza por ser un tope dúctil. La capacidad se calcula teniendo

en cuenta las ecuaciones para puntal tensor desarrolladas por el autor (Megally, 2001).

𝑛 = + 𝑠

= 0.2√ ′ 𝑏ℎ

𝑠 = [𝐴𝑣 𝑦𝑑

2+ 𝐴𝑠1 𝑦ℎ + 𝐴𝑠2 𝑦(𝑑 𝑖𝑛 + ℎ𝐶𝑜𝑠 ) +

𝐴𝑠𝑠 𝑦(𝑛ℎℎ2 + 𝑛𝑣𝑑

2)

2𝑠] (

1

ℎ + 𝑑)

Por el otro lado, se tiene el tope longitudinal que por la ubicación en la estructura posee un

área en la base de concreto menor y requiere una altura mayor por la ubicación respecto a la riostra,

lo que disminuye la cantidad de acero de refuerzo dando como resultado un tope frágil dominado

por el comportamiento a flexión.

Los topes son modelados con elementos tipo zero lenght, que pueden ser caracterizados por

medio de la curva definida anteriormente, teniendo en cuenta la suma en serie o paralelo según

corresponda, de materiales ya definidos en el software (Roshanak Omrani, 2012). Esta suma se

hizo siguiendo las recomendaciones del Guidelines for nonlinear seismic analysis of ordinary

bridges.

6.2.3. Neopreno reforzado

El neopreno reforzado tiene una capacidad de desplazamiento definida en función a sus

dimensiones geométricas, el grado de dureza del material y la cantidad de láminas de acero de

refuerzo que tiene (Matias Hube, 2017). Para la caracterización de la curva de fuerza-

desplazamiento del elemento se siguieron los resultados experimentales obtenidos en el paper

experimental behavior of elastomeric bearings and seismic bars of simply supported chilean

bridges.

𝑛 =𝜇𝑓 𝑜𝑠𝛼 + 𝑠𝑖𝑛𝛼

1 − 𝜇𝑓𝑡𝑎𝑛 𝐴𝑣𝑓 𝑠𝑢

El neopreno es modelado por medio de un elemento tipo “zero lenght” donde se define la

curva definida anteriormente usando sumas en serie y paralelo de materiales ya definidos en el

software.

6.2.4. Suelo de relleno

Para la modelación de los apoyos extremos del puente se asume que el estribo no tiene

aporte importante sísmico de la superestructura por la fragilidad del espaldar, se espera que el suelo

pasivo de relleno sea el encargado de brindar una restricción longitudinal al momento en que el

espacio entre superestructura y estribo (7.00 cm) sea vencido y el espaldar presente una falla frágil.

La definición de la curva se realizó basado en los estudios experimentales presentados en el paper

Backbone curves with physical parameters for passive lateral response of homogeneous abutment

backfills, es allí donde se concluye que la capacidad del relleno depende de la homogeneidad y la

altura del suelo de relleno, el ángulo de esviaje del puente y parámetros geotécnicos como el peso

específico (), el ángulo de fricción del suelo () y la deformación unitaria del suelo al 50% del

ensayo de compresión triaxial (e50) (Payman Khalili-Tehrani, 2016).

El suelo de relleno es definido por medio de un elemento “zero lenght” que tiene como

material un HyperbolicGapMaterial, que toma como parámetros de entrada la rigidez del material

y la capacidad de este.

6.3. NO LINEALIDAD GEOMÉTRICA

El puente está sometido a cargas verticales constantes producidas por el peso propio de los

elementos que lo componen y las cargas sobreimpuestas necesarias para el funcionamiento de este,

como lo son: el pavimento, las barandas y las barreras vehiculares. Los elementos sometidos a

efectos de compresión desarrollan desplazamientos que modifican el equilibrio y la compatibilidad

del sistema estructural lo que concluye en una disminución de la capacidad de deformación del

elemento. Estos efectos pueden ser de dos tipos, los asociados con deformaciones locales llamados

“P-” que en general tienen mayor afectación en elementos esbeltos y los asociados con

deformaciones globales, denominados “P-D” que pueden afectar de forma directa el

comportamiento general de la estructura.

6.4. FLEXIBILIDAD DE LA CIMENTACIÓN

La cimentación de la pila en estudio consiste en un dado de cimentación encargado de

transferir las cargas en seis caissons de 1.30m de diámetro y 7.00m de longitud mostrado en la

siguiente figura.

Ilustración 15. Esquema cimentación sentido longitudinal y transversal de la pila.

El análisis se realiza reemplazando la cimentación por un solo elemento, siguiendo las

recomendaciones del soil structure interaction for buildings structures. En este documento se

calcula la rigidez y el amortiguamiento de un pilote afectado por el coeficiente dinámico y luego

es afectado por el efecto de grupo.

PARÁMETROS DE ENTRADA

Velocidad de onda de corte Vs 240 m/s

Densidad del suelo rs 1800 kg/m3

Poisson del suelo n 0.21

Modulo elasticidad del pilote Ep 24870062.3 kPa

Diametro pilote Dp 1.3 m

Longitud pilote Lp 7 m

Frecuencia natural puente w 12.566 rad/s

Densidad del pilote rp 2400 kg/m3

Numero de pilotes rot xx Nxx 6

Numero de pilotes rot yy Nyy 4

Distancia al eje de rotacion Snxx 3 m

Distancia al eje de rotacion Sn yy 3.9 m

Frecuencia de los pilotes aop 0.068

G/Go 0.45

Go 103680 kPa

Modulo de corte del suelo G 46656 kPa

Modulo elasticidad del suelo Es 112907.52 kPa

Relación modulo de cortante del

Modulo de cortante para pequeñas

deformaciones

RIGIDEZ DE UN PILOTE

Dirección x

x 1.334

Constante para el modo de vibración cx 3.184

Rigidez estática Kx 467351.379 kN/m

Modificador de rigidez dinámico ax 0.999

Rigidez del pilote Kx 466824.763 kN/m

Dirección z

z 0.6

lLp 0.397

W 0.103

cz 6.664 kN/m

Rigidez estática Kz 978106.789

Modificador de rigidez dinámico az 1

Rigidez del pilote Kz 978106.789 kN/m

AMORTIGUAMIENTO

brx 0.124

bx 0.093

brz 0.014

bz 0.014

Sentido X

Sentido Y

EFECTO DE GRUPO

Sentido X

bxG 0.2138

CxG 52419.836 kN*s/m

kxG/(N*kx) 0.55

kxG 1540521.72 kN/m

Rotación en Y

byyG 0.08809

CyyG 1134647.94 kN*s/m

kyyG/(kz*SSn2) 1.36

SSn2 60.84

kyyG 80930903.2 kN*m

La cimentación fue modelada por medio de un elemento rígido tipo «TwoNodeLink» que

da unión a las dos columnas como lo hace el dado de cimentación proyectado y tiene un

comportamiento elástico. El resorte que representa la rigidez propia de la cimentación descrita

anteriormente es modelado por medio de un elemento tipo «ZeroLenght» que permite definir la

rigidez en cada grado de libertad del material usado y agregar el amortiguamiento antes calculado.

7. ESTADO DE LOS ELEMENTOS

Con el fin de verificar el comportamiento de los elementos que se asumieron que

permanecerían en el rango elástico se chequean los índices de demanda capacidad de la

superestructura, la viga cabezal y la solicitación a corte en las columnas.

Rotación en X

bxxG 0.08809

CxxG 1007083.97 kN*s/m

kxxG/(kz*SSn2) 1.36

SSn2 54

kxxG 71832162.6 kN*m

Sentido Z

bzG 0.305

CzG 142438.535 kN*s/m

kzG/(N*kz) 0.5

kzG 2934320.37 kN/m

7.1. SUPERESTRUCTURA

7.2. VIGA CABEZAL

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

A-50 A-125 A-136 A-150 A-156 A-244 A-320 A-415 A-2112 A-5862 A-1391 Prom

Sismo

Coeficiente demanda capacidad

Empotrado Cimentación flexible

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2


Sismo

Coeficiente demanda capacidad para flexión


7.3. CORTE EN COLUMNAS

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2


Sismo

Coeficiente demanda capacidad para corte


0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2


Sismo

Coeficiente demanda capacidad columnas


7.4. COMPONENTES

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25

Fuer

za [

kN]

Desplazamiento [m]

Tope transversal - estribo

EMPOTRADO CIMENTACION FLEXIBLE

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25

Fuer

za [

kN]

Desplazamiento [m]

Tope transversal - pila


8. NIVEL DE DESEMPEÑO

Existen diferentes investigaciones al rededor del comportamiento del puente en un evento

sísmico. En la normativa vigente no existe un nivel de aceptación para calificar el estado de los

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25

Fuer

za [

kN]

Desplazamiento [m]

Tope longitudinal - pila


0

50

100

150

200

250

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25

Fuer

za [

kN]

Desplazamiento [m]

Neopreno

Empotrado-estribo Empotrado-pila Cimentación-estribo Cimentación-pila

puentes y sus componentes post-sismo. A falta de una normativa con lineamientos claros respecto

al estado del sistema de resistencia sísmica después de un evento, se toma como referencia el

estudio realizado en Estados Unidos feasibility studies for improving Caltrans Bridge fragility

relationships. El documento presenta una clasificación para el estado final del puente basado en el

comportamiento individual de cada uno de los componentes del sistema de resistencia sísmica

(Reginald DesRoches, 2012).

Los componentes se clasifican en primarios y secundarios. Los primarios son aquellos que

afectan la estabilidad vertical y la capacidad de carga del puente. El daño de estos puede generar

el cierre total del puente. Los secundarios no afectan la estabilidad vertical del puente. El daño de

estos elementos únicamente genera restricciones en el uso de este. Para el caso en estudio, el

componente principal es la pila intermedia compuesta de dos columnas unidas por un elemento

elástico diseñado por desempeño; y los secundarios son los componentes que evitan un mecanismo

de falla en el puente, como los topes sísmicos verticales y horizontales, los neoprenos reforzados,

el ancho de apoyo en el estribo y el suelo de relleno, que como fue dicho anteriormente brindaría

una restricción longitudinal a la superestructura del puente.

Los estados definidos tienen en cuenta el nivel de daño y las implicaciones en el tráfico

basados en parámetros de demanda únicos para cada componente analizado. Para las columnas se

tomará como parámetro la ductilidad a la curvatura () y para el resto de componente el parámetro

elegido es el desplazamiento relativo. Una vez realizado el análisis no lineal cronológico descrito

en el capítulo 6 se realiza la clasificación propuesta en este documento.

El estado de daño del sistema del puente es definido mediante la siguiente tabla tomada del

estudio feasibility studies for improving Caltrans Bridge fragility relationships:

Ilustración 16. Descripción del nivel de estado de daños (BSST) según el umbral de daño de los componentes (CDT).

Tomado de: (Reginald DesRoches, 2012)

8.1. UMBRAL DE DAÑO DE LOS ELEMENTOS

8.1.1. Elementos principales

- Columnas, ductilidad a la curvatura ()

0

1

2

3

4

5

A-5

0

A-1

25

A-1

36

A-1

50

A-1

56

A-2

44

A-3

20

A-4

15

A-2

112

A-5

862

A-1

391

PR

OM

ED

IOD

úct

ilid

ad a

la

curv

atu

ra

Sismo

Ductilidad a la curvatura

EMPOTRADO CIMENTACION FLEXIBLE CDT-0 CDT-1

8.1.2. Elementos secundarios

- Desplazamiento en la silla del estribo

- Desplazamiento de la superestructura

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

A-5

0

A-1

25

A-1

36

A-1

50

A-1

56

A-2

44

A-3

20

A-4

15

A-2

112

A-5

862

A-1

391

PR

OM

ED

IOD

esp

laza

mie

nto

[cm

]

Sismo

Estribo


- Desplazamiento de los topes sísmicos

0

2

4

6

8

10

12

A-5

0

A-1

25

A-1

36

A-1

50

A-1

56

A-2

44

A-3

20

A-4

15

A-2

112

A-5

862

A-1

391

PR

OM

ED

IOD

esp

laza

mie

nto

[cm

]

Sismo

Desplazamiento del tablero

EMPOTRADO CIMENTACION FLEXIBLE CDT-0

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

A-5

0

A-1

25

A-1

36

A-1

50

A-1

56

A-2

44

A-3

20

A-4

15

A-2

112

A-5

862

A-1

391

PR

OM

ED

IOD

esp

laza

mie

nto

[cm

]

Sismo

Tope sísmico transversal - Estribo


0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

A-5

0

A-1

25

A-1

36

A-1

50

A-1

56

A-2

44

A-3

20

A-4

15

A-2

112

A-5

862

A-1

391

PR

OM

ED

IOD

esp

laza

mie

nto

[cm

]

Sismo

Tope sísmico transversal - Pila


- Desplazamiento del neopreno

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

A-5

0

A-1

25

A-1

36

A-1

50

A-1

56

A-2

44

A-3

20

A-4

15

A-2

112

A-5

862

A-1

391

PR

OM

ED

IOD

esp

laza

mie

nto

[cm

]

Sismo

Tope sísmico longitudinal - Pila


Después del análisis se puede decir que el puente se encuentra en el estado de daño del

sistema del puente: BSST-0 Menor. Los componentes secundarios se encuentran entre el umbral

de daño (CDT) de 0 y 1 lo que significa que los daños son reparables y el componente primario se

encuentra en umbral de daño de (CDT) 0 a 1. Lo que significa que el puente queda muy levemente

0

2

4

6

8

10

12

14

A-5

0

A-1

25

A-1

36

A-1

50

A-1

56

A-2

44

A-3

20

A-4

15

A-2

112

A-5

862

A-1

391

PR

OM

ED

IO

Des

pla

zam

ien

to [

cm]

Sismo

Neopreno - Estribo


0

2

4

6

8

10

12

A-5

0

A-1

25

A-1

36

A-1

50

A-1

56

A-2

44

A-3

20

A-4

15

A-2

112

A-5

862

A-1

391

PR

OM

ED

IO

Des

pla

zam

ien

to [

cm]

Sismo

Neopreno - Pila


afectado después del sismo, los componentes requieren reparaciones estéticas y el puente

funcionará normalmente, no requerirá de cierres parciales o totales.

Componente Empotrado Cimentación

flexible

Columnas CDT 0 - CDT-1 CDT 0 - CDT-1

Desplazamiento de la silla del estribo CDT 0 - CDT-1 CDT 0 - CDT-1

Desplazamiento de la superestructura CDT 0 - CDT-1 CDT 0 - CDT-1

Tope sísmico CDT 0 - CDT-1 CDT 0 - CDT-1

Neoprenos CDT 0 - CDT-1 CDT 0 - CDT-1

9. CANTIDADES Y PRESUPUESTO

ELEMENTO Material Cantidad Und. kg/m3 Precio

Acero de refuerzo 24180.86 kg 72,439,811$

Concreto 132 m3 86,146,196$


Acero para tensionamiento 134389.04 m-ton 557,781,711$

Concreto 149.36 m3 114,960,271$

Izaje Vigas postensadas 8 un 58,692,743$


Concreto 11.25 m3 5,557,316$


Concreto 4.66 m3 2,301,964$


Concreto 17.6 m3 9,266,074$


Concreto 26.86 m3 15,466,709$


Concreto 197.64 m3 145,095,746$


Concreto 55.74 m3 159,545,123$


Concreto 118.52 m3 58,546,942$


Concreto 74.34 m3 245,520,088$

Apoyos en neopreno 16 un 7,315,488$

Baranda peatonal 60 ml 11,158,740$

TOTAL 1,840,354,823$

Cimentación pila

intermedia

Estribos

Cimentación estribos

Vigas postensadas

Tablero

Riostras en estribo

Riostras intermedias

Losas de acceso

New Jersey

183.2

134.5

217.8

181.0

Pila intemedia

200.1

114.5

153.2

142.3

212.1

106.7

10. CONCLUSIONES

Según la clasificación presentada en el documento feasibility studies for improving Caltrans

Bridge fragility relationships, el puente se clasifica en nivel de daño moderado, lo que implican

reparaciones menores en su mayoría estéticas y no requiere cierre total o parcial al tráfico (Reginald

DesRoches, 2012).

Ilustración 17. Tabla de clasificación del estado de daño del sistema del puente. (Reginald DesRoches, 2012)

El daño en los topes sísmicos es muy bajo lo que está acorde al documento referencia

seismic response of sacrificial shear keys in bridge abutments, donde se concluye que al seguir las

recomendaciones del CALTRANS, los topes pueden desarrollar una capacidad mayor a la

calculada, lo que podría causar daño en el estribo o en este caso de estudio en la pila intermedia

(Megally, 2001). Se observa que garantizando el ancho mínimo de silla que recomienda el

CALTRANS se puede evitar un colapso por perdida de apoyo.

Inicialmente se asumen que la viga cabezal y la superestructura del puente se mantienen en

el rango lineal durante el análisis no lineal cronológico, lo que es demostrado por medio del cálculo

de los coeficientes demanda-capacidad. La superestructura que es diseñada para soportar cargas

móviles vehiculares que pueden llegar a generar acciones mayores que las cargas muertas se

comporta tiene un comportamiento optimo en el análisis no lineal. Se recomienda realizar un diseño

por desempeño para la viga cabezal, lo que garantiza su permanencia en el rango elástico.

En el análisis no lineal se tiene en cuenta el aporte de dos tipos de apoyo, empotrado y

cimentación flexible. Después de observar los resultados se puede concluir que asumir un apoyo

empotrado para el diseño elástico de la súper e infraestructura es acertado para este caso.

Según la norma colombiana de diseño de puentes del 2014 CCP-14 el diseño estructural a

corte de las columnas debe ser capaz de soportar la fuerza desarrollada por la formación de las

rótulas plásticas. Después de realizado el análisis no lineal cronológico se puede concluir que el

diseño a corte es suficiente y cumple las solicitaciones que se generarían en un evento sísmico.

11. REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS

AASHTO. (2012). AASHTO Guide Specifications for LRFD Seismic Bridge Design.

Alex Union, M. G. (2011). Nuevos críterios sísmicos para el diseño de puentes en Chile . Santiago

de Chile.

American Association of State Highway and Transportation Officials. (2012). AASHTO LRFD

BRIDGE . Washington D.C.

Asociación colombiana de ingeniería sísmica. (2009). Estudio general de amenaza sísmica de

Colombia . Bogotá D.C.

Asociación colombiana de ingeniería sísmica. (2014). Norma Colombiana de diseño de Puentes

- LRFD - CCP-14. Bogotá.

Berkeley University. (2006). OpenSees. Obtenido de

http://opensees.berkeley.edu/OpenSees/home/about.php

CALTRANS. (2013). Seismic design criteria version 1.7.

ElSafty, A. M. (2005). Partial Continuity in Bridge Girders with Jointless Decks.

John Stanton, C. R. (2008). Rotation limits for elastomeric bearings . Seattle: National

Cooperative Highway Research Program.

Kowalsky, K. M. (2005). Behavior, Analysis, and Design of an Instrumented Link. North

Carolina.

Matias Hube, F. R. (2017). Experimental behavior of elastomeric bearings and seismic bars of

simply supported chilean bridges. Santiago de Chile: Research Gate .

Megally, S. H. (2001). Seismic response of sacrificial shear keys in bridge abutments . San Diego:

The University of California .

MMM GROUP. (2011). Link Slab Deck Joints. Edmonton-Alberta.

NIST National Institute of standards and technology . (2012). Soil structure interaction for

buildings structures . Richmond: NEHRP Consultants joint venture.

Payman Khalili-Tehrani, A. S. (2016). Backbone curves with physical parameters for passsive

lateral response of homogeneous abutment backfills . Bull earthquake eng.

Reginald DesRoches, J. P. (2012). Feasibility studies for improving Caltrans Bridge fragility

relationships. Sacramento : California Department of Transportation CALTRANS.

Roshanak Omrani, B. M. (2012). Guidelines for Nonlinear Seismic Analysis of Ordinary Bridges

Version 2.0.

U.S. Departmente of transportation federal highway administration. (2014). LRFD Seismic

Analysis and Design of Bridges Reference Manual. Washington D.C.

12. ANEXOS

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