Anexo 1e. Memoria de Calculo EAS

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ANEXO 1e MEMORIA DE CÁLCULO DISEÑO DE ESTANQUES DE ÁCIDO SULFÚRICO ADENDA Nº 1 DECLARACIÓN DE IMPACTO AMBIENTAL PROYECTO AMPLIACIÓN PRODUCTIVA PLANTA DE PROCESAMIENTO DE MOLIBDENO EN MEJILLONES
Región de Antofagasta

30 de Octubre 2009

RCP INGENIERIA Y SERVICIOS LTDA.

RC 1400-ADA Complejo Industrial Molynor

MEMORIA DE CÁLCULO

CLIENTE PROYECTO OBRA ÁREA 000 UBICACIÓN

: MOLYNOR S. A. : COMPLEJO INDUSTRIAL MOLYNOR : ALMACENAMIENTO Y DESPACHO DE ÁCIDO SULFÚRICO : 000 : MEJILLONES-ANTOFAGASTA-CHILE

RODRIGO CONCHA P. INGENIERO CIVIL UCH

DOCUMENTO : (RC 1400-ADA) PM 2008-05 MC-001-0

REVISIONES
0 B A 08.09.09 03.09.09 12.03.08 Emitido para Construcción Emitido para Aprobación Emitido para Información Detalle A.C.F. A.C.F. A.C.F. R.C.P. R.C.P. R.C.P.

Rev. Fecha

Calculó Firma Aprobó Firma

EDUARDO CASTILLO VELASCO Nº2819 ÑUÑOA-SANTIAGO FONO :209 4238 – 2257714 FAX : 2698835 Email: [email protected]

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ÍNDICE GENERAL
Pág. I II NORMAS DE DISEÑO BASES DE DISEÑO 1. CARACTERÍSTICAS DEL ESTANQUE 2. SOLICITACIONES 3. COMBINACIONES DE CARGA 4. SELLO DE FUNDACIÓN III DISEÑO DEL ESTANQUE 1. DETERMINACIÓN GEOMÉTRICA DEL ESTANQUE 2. DISEÑO DEL MANTO DEL ESTANQUE 3. DISEÑO DEL ESPESOR DE PLANCHA DE FONDO 4. CÁLCULO DEL ESPESPOR DE LA PLANCHA ANULAR 5. DISEÑO DE ATIESADORES SUPERIOR E INTERMEDIOS 6. DISEÑO DEL TECHO 7. DISEÑO SÍSMICO DEL ESTANQUE 8. DISEÑO POR VIENTO DEL ESTANQUE 9. DISEÑO DE LOS ANCLAJES 10. DISEÑO DE ANILLO DE ANCLAJE Y LLAVES DE CORTE 11. DISEÑO DE ESTRUCTURA DE ACCESO Y SUPERIOR IV DISEÑO DE OBRAS CIVILES 1. DISEÑO DE FUNDACIÓN ESTANQUE 3 3 3 3 6 6 7 7 8 9 9 10 12 15 23 25 27 31 34 35

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I. NORMAS DE DISEÑO Todos los diseños y detalles se harán en conformidad con las normas y códigos que se listan a continuación. 1.1 1.2 “Código de Diseño de Hormigón Armado”, basado en el ACI 318-2002. American Iron and Steel Institute, AISI “Specification for the Design of Cold Formed Steel Structural Members”. 1.3 Manual of Steel Construction Allowable Stress Design, American Institute of Steel Construction Inc., 9ª Edition. 1.4 NACE STANDARD SP0294-2006, ”Design, Fabrication and Inspection of Storage Tank System for Concentrate Fresh and Process Sulfuric Acid and Oleum Ambient Temperatures”. 1.5 API STANDAR 650, Tenth Edition, Nov. 1998, Adendum 1, Jan. 2000, Adendum 2, Nov. 2001

II. BASES DE DISEÑO

1.

CARACTERISTICAS DEL ESTAMQUE Contenido Densidad Capacidad Sobre-espesor por corrosión Eficiencia de la Soldadura : Acido Sulfúrico : 1.90 Tf/m3 : 632 : 3.2 : 0.85 m3 mm (NACE 2.7.1)

2.

SOLICITACIONES

2.1

Peso Propio Plataformas Estructura Plancha de Piso Colaterales (Ductos) : : : PPplat. : 40.0 kgf/m2 50.0 kgf/m2 10.0 kgf/m2 100.0 kgf/m2
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2.2

Peso Propio Cubierta Estructura Plancha de Piso : : PPcub. : 20.0 kgf/m2 50.0 kgf/m2 70.0 kgf/m2

2.3

Sobrecarga (SC) De acuerdo a Criterios de Diseño RC 1400 CD-001 / REV. 0, la sobrecarga para plataformas de inspección es: SCPLAT = 150 kgf/m2 Para la cubierta, la sobrecarga de diseño corresponde a la dada por la norma chilena NCh 1537 of 86, la que estipula una sobrecarga base de: SC = 100 kgf/m2

Esta sobrecarga podrá ser reducida por área tributaria y por pendiente según: SCt = CA Cα 100 ≥ 30 kgf/m2

Donde: CA CA CA CA Cα Cα : Factor de reducción por área tributaria. = 1.0 = 1.0 – 0.008A = 0.6 Para A ≤ 20 m2 Para 20 ≤ A ≤ 50 m2 Para A ≥ 50 m2

Factor de reducción por pendiente = 1.0 – 2.33 tgα tgα ≤ 0.30

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2.4

Viento, V: Según la Norma Chilena NCh 432 Of.71 y a lo indicado en los Criterios de Diseño RC 1400-CD-001 / REV. 0, para estructuras ubicadas campo abierto o en sitios asimilables a estas condiciones, la distribución de presión básica en altura, está dada por: Presión Básica (kgf/m2) 70 70 95 106 118

Altura (m) 0 4 7 10 15

2.5

Sismo, S: Según la Norma Chilena NCh 2369 Of 2003 y a lo indicado en los Criterios de Diseño RC 1400-CD-001 / REV. 0, las solicitaciones sísmicas están dadas por los siguientes parámetros: Corte basal: Donde: C : coeficiente sísmico, calculado de la siguiente forma: Qo = C I P

2.75 Ao ⎛ T ' ⎞ ⎛ 0.05 ⎞ ⎟ C= ⎟ ⋅⎜ ⎜ ⎟ gR ⎝ T * ⎠ ⎜ ⎝ ξ ⎠
n

0.4

Para zona sísmica 3 → Ao = 0.40 g Tipo de suelo II → n =1.33 ; T´= 0.35 seg.

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Modos Modo Impulsivo Modo Convectivo

R 4 4

ξ 0.02 0.005

T*: período del modo con mayor masa traslacional equivalente en la dirección del análisis. I : Coeficiente de Importancia I = 1.2; Edificio categoría C1. P : Peso total del edificio sobre el nivel basal. Para el Modo Impulsivo Para el Modo Convectivo C = Cmax = 0.32 C ≥ 0.10 Ao / g

3.

COMBINACIONES DE CARGA 3.1 Para diseño por método de tensiones admisibles i) ii) PP + SC PP + 0.5SC ± Sismo Horizontal ± Sismo Vertical

iii) PP ± Sismo Horizontal ± Sismo Vertical

3.2

Para diseño por método de cargas últimas: i) ii) 1.4PP + 1.7SC 1.2PP + 0.5SC ± 1.4Sismo Horizontal ± 1.4Sismo Vertical

iii) 0.9PP ± 1.4Sismo Horizontal ± 1.4Sismo Vertical

4.

SELLO DE FUNDACIÓN De acuerdo al Estudio de Mecánica de Suelos elaborado por Ruz & Vukasovic Ingenieros

Asociados Ltda., las capacidades admisibles del suelo son:

σEstática σDinámica

= =

2.5 kgf/m2 3.5 kgf/m2
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Estas capacidades de soporte del sello de fundación corresponden al horizonte U2, definido como “arena, estrato de color café claro a gris, de compacidad media a alta, aumentado con la profundidad. Suelo natural, no cementado, de humedad baja “.

III

DISEÑO DEL ESTANQUE

1.

DETERMINACIÓN GEOMÉTRICA DEL ESTANQUE Sea diámetro del estanque: D = 10.5 m.

Altura de Llenado H1 = V / (π D2 / 4) = 6.93 m

V = 600 m3

1.1

Determinación de la altura total del Estanque Para determinar la altura total del estanque, se calcula la revancha o altura de ola sísmica según el código ASCE. f = 0.837 RE (A1 / g) R RE = 5.25 m (Radio del Estanque)

A1 =Aceleración Espectral para modo convectivo
0 .4

2.75 Ao I ⎡ T ' ⎤ ⎡ 0.05 ⎤ A1 = ⎢ ⎥ ⎢ R ⎣ T *⎥ ⎦ ⎣ ξ ⎦
n

Donde Ao = 0.4 g Ι = 1.20 R =4

Zona sísmica 3 Factor de importancia Estanques de acero de eje vertical con manto continuo hasta el suelo.

T’ = 0.35 seg Suelo Tipo ΙΙ T* = 3.46 seg
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ξ = 0.005 n = 1.33 ⇒ ∴ A1 = 0.0394 g Suelo Tipo ΙΙ

fmáx = 0.837 x 5.25 x 0.0394 x 4.0 = 0.693 m. Considerar una revancha de 0.570 mm.

USAR

Diámetro de Estanque Altura Total de Estanque Altura de Llenado Estanque

D = 10.50 m (34.45 ft) H1 = 7.50 m (24.61 ft) H = 6.93 m (22.74 ft)

2.

DISEÑO DEL MANTO DEL ESTANQUE Sean 3 tramos de 8 pies (2.44 m) más un tramo de 0.61 pies (0.186 m) Los espesores del manto se diseñarán a partir del método, “1 foot Method”. Parámetros de diseño D = 34.45 (ft) H = 24.61 (ft) G = 1.90 G1=1.00 CA= 0.126 (in) Sd = 23200 (psi) St = 24900 (psi) E = 0.85
2.6D(H − 1)G + CA SdE

: Diámetro del estanque (10.5 m) : Altura de llenado del estanque prueba hidrostática (7.70 m) : Densidad especifica del contenido : Densidad específica para prueba hidrostática : Sobre-espesor por corrosión (3.2 mm) : Tensión de diseño ASTM A36 : Tensión prueba hidrostática ASTM A36 : Factor de eficiencia de la soldadura, sin inspección

td =

Espesor de diseño 1 foot Method
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tt =

2.6D(H − 1)G1 S tE

Espesor de prueba hidrostática 1 foot Method

Tramo 1 2 3

H (ft) 24.61 16.61 8.61

td (in) 0.330 0.261 0.192 (mm) 0.838 0.662 0.487 (in) 0.100 0.066 0.032

tt (mm) 0.254 0.168 0.082 (in) 0.330 0.261 0.192

tdis (mm) 0.838 0.662 0.487

Nota: Por ser D < 50 ft ⇒ tmín = 3/16 (in) = 5.0 (mm)

(API 3.6.1.1) Bº

tmax = 0.838 mm, sea t = 0.8 mmm => tmax /t = 0.838 / 0.800 = 1.05 USAR: Tramo 1 2 3 4 Espesor mm 8 6 6 6

3.

DISEÑO DEL ESPESOR DE PLANCHA DE FONDO De acuerdo con API 650, acápite 3.4.1, todas las planchas de fondo deben tener un espesor de ¼” (6.0 mm) excluido el espesor por corrosión (Sobre-espesor API CA1 = 2.0 mm), . T = 6.0 + CA1 = 8.0 mm Esto dado que la mayor corrosión se produce en la interfase líquidoaire, por dilución del ácido que se ubica en la parte alta del estanque.

USAR EN PLANCHA DE FONDO PL8.

4.

CÁLCULO DEL ESPESOR DE LA PLANCHA ANULAR La tabla 3-1, del código API 650, establece que el espesor mínimo de la plancha anular de fondo como función de la tensión en el manto inferior debido a la prueba hidrostática y su espesor, se usará G =1.9 dado que es mayor que la densidad específica del agua.
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Tensión debido a la prueba hidrostática en el manto inferior
2.6D (H − 1)G t

F=

D = 34.45 ft H = 24.61 ft G1= 1.9 t = 0.315 in

=

12756 psi



t < 0.75



taf =¼ in

Además, por requerimientos del proceso de soldadura, punto 3.1.5.7, del Código API, en el encuentro del manto inferior con la plancha anular, se debe cumplir que: Si 0.1875 < t ≤ 0.75 ⇒ Filete mínimo de soldadura ¼ in (6.0 mm)

Siendo t el espesor del manto inferior, el espesor de la plancha anular de fondo debe ser mayor o igual al filete de soldadura. ∴ USAR EN PLANCHA ANULAR PL 12.

5.

DISEÑO DE ATIESADORES SUPERIOR E INTERMEDIOS La velocidad de viento de diseño es 87.5 mph (140 km/hr, correspondiente a una presión básica de 95 kgf/m2) menor que 100 mph, por lo cual las expresiones de cálculo deben corregirse por el factor (87.5/100)2 = 0.77

5.1

Diseño del Atiesador Superior Según 3.1.5.9 letra e del código API 650, para estanques con diámetro menor a 11 m y techos soportados se debe disponer un ángulo superior no inferior a L 51 x 51 x 4.8. (A = 15.5 cm2)

USAR

L 100x100x8

Laminado L 10x12.2

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5.2 Diseño de Atiesadores Intermedios Determinación de la altura máxima no atiesada del manto (3.9.7.1 API 650)
3/2

⎡t⎤ Ht = 600000 t ⎢ ⎥ ⎣D ⎦

t = 6 mm = 0.236 in

espesor del manto superior

D = 34.45 ft Diámetro del estanque

= 600000 x 0.236 ⎢

⎡ 0.236 ⎤ ⎥ ⎣ 34.45 ⎦

3/2

Ht = 80.3 ft



HtDIS

= 80.3 / 0.77 = 104 ft = 31.7 m

Para no requerir atiesadores intermedios, la altura traspuesta del manto debe ser inferior a la altura máxima no atiesada del manto La altura traspuesta del manto, se calcula como la sumatoria de los anchos traspuestos de cada tramo del manto (wtri) (3.9.7.2 del código API 650).

⎡ t sup ⎤ wtri = wi ⎢ ⎥ ⎣ ti ⎦
Donde: wtri wi tsup ti = = =

5/2

Ancho traspuesto de tramo i = Ancho real del tramo i

Espesor del tramo superior Espesor del tramo i

Como la altura traspuesta es siempre menor que la altura total del estanque y la altura total del estanque es de 7.50 m, menor que la altura máxima no atiesada del manto, no se requiere de atiesadores intermedios.
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6.

DISEÑO DEL TECHO El diseño del techo se realiza según lo especificado en los puntos 3.10.2 al 3.10.4 del código API 650. La estructura de techo se define como un techo cónico soportado con pendiente del 26.8% (θ =15º). • Solicitaciones Peso propio : Estructura Plancha de Techo PP Sobrecarga de Uso: • Modelo Estructural El modelo de diseño del techo consiste en una estructura cónica apoyada en el manto del estanque, esta estructura está conformada por costaneras radiales y 3 anillos concéntricos de vigas maestras, los que forman polígonos de caras iguales. SC : 20 kgf/m2 : 50 kgf/m2 : 70 kgf/m2 (25 lb/ft2 3.10.2.1 API) (Plancha e = 6 mm)

: 122 kgf/m2

6.1

Determinación de Cargas de Diseño Se tienen 3 tramos de carga sobre las costaneras, siendo el primero el más extremo y el tercero el más interior, de esta forma las cargas de diseño son: B1 B2 qPP qSC : Ancho tributario mayor : Ancho tributario menor : Carga por peso propio (qPP = 70 kgf/m2) : Carga por sobrecarga (qSC = 122 kgf/m2)

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Tramo 1 2 3

B1 [m] 1.650 1.210 1.540

B2 [m] 1.210 0.770 0.315

q1PP [tf/m] 0.116 0.085 0.108

q2PP [tf/m] 0.085 0.054 0.022

q1SC [tf/m] 0.201 0.148 0.188

q2SC [tf/m] 0.148 0.094 0.038

6.2 •

Diseño de Estructura de Cubierta Diseño de Vigas VT Radiales P = 3.990 Tf V = 0.410 Tf M = 0.320 Tf Sea I 20x12.3 (I200x100x4x4) Pa = 14.9 Pa = 19.1 Ma = 1.44 Va = 8.29 P / Pa = 3.99 / 14.9 = 0.27 > 0.15 kly = klx = klm = 2.00 4.95 2.00 [m] => [m] => [m] => Tf Tf Tf·m Tf ⇒ Pao = Pex’ = I1 = I2 = 0.39 0.51 24.00 Tf 44.30 Tf < 1.0 < 1.0 Bº Bº



Diseño de Vigas VT1 Radiales P = 0.640 Tf V = 0.320 Tf M = 0.170 Tf Sea C 15x3.82 (C150x50x2) kly = klx = klm = 1.50 3.00 1.50 [m] => [m] => [m] => Pa = 3.27 Tf Pa = 4.22 Tf Ma = 0.241 Tf·m Va = 2.65 Tf ⇒ I1 = I2 = Pao = Pex’ = 4.66 19.1 Tf Tf

P/ Pa = 0.64 / 3.27 = 0.20 > 0.15

0.84 0.93

< 1.0 < 1.0

Bº Bº



Diseño de Vigas VT1 de Anillos Concéntricos P = 3.170 Tf V = 0.130 Tf MX = 0.100 Tf m MY = 0.100 Tf m
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Sea C 15x5.66 (C150x50x3) kly = klx = klm = 1.20 2.40 1.20 [m] => [m] => [m] => Pa = 7.26 Tf Pa = 8.75 Tf Max = 0.443 Tf·m May = 0.065 Tf m Va = 4.47 Tf ⇒ I1 = I2 = Pao = Pex’ = Pey’ = 9.41 43.6 12.0 Tf Tf Tf

P/ Pa = 3.17 / 7.26 = 0.44 > 0.15 •

0.72 0.89

< 1.0 < 1.0

Bº Bº

Diseño de Anillo Central P= 1.65 Tf

Sea I 20x12.3 (I200x100x4x4) kly = 0.314 klx = 3.14 • [m] => [m] => Pa = Pa = 23.6 21.3 Tf > Tf > 1.65 1.65 Tf Tf Bº Bº

Verificación de Angulo de Borde T= 1.37 Tf

Sea L 10 x 12.2 (L100x100x8 Laminado) Ta = 0.6 x 2.53 x 15.5 = 23.5 Tf > 1.37 Tf Considerando el efecto por corrosión y lo estipulado por el Código API en 3.10.3.2 USAR en VT VT1 I 20x10x19.8 C 15x7.44 ( I 200x100x8x5 ) ( C150x50x4) Bº

6.3 •

Diseño de Uniones Unión VT a Manto P = 3.99 Tf V = 0.41 Tf Sean 2 pernos φ 7/8” A235 b = 2 in l = 2 in n=2 C = 1.18 Va = 1.18 x 10.2 = 12.0kips =5.44 > 4.01 Tf Bº Vd = ( 3.992 +0.412)1/2 = 4.01 Tf

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Sea Planch de Toma Pl 8x 100

(b/e) = 100 / 8 = 0.80 < (b/e)c =15.6

λ = 0.75 x 100 / (8 / (12)1/2) =32.5 < Cc = 128
FS = 1.76 Usar Fcp =1.39 Tf/cm2 >3.99 / (0.8 x 17) = 0.293 Tf/cm2 Bº

2 Pernos f 7/8” A325 Plancha de Toma PL 8



Tomas de VT1 P = 3.17 Tf V = 0.13 Tf Sean 2 pernos φ 3/4” A235 b = 2 in l = 2 in n=2 C = 1.18 Va = 1.18 x 7.51 = 8.86 kips =4.01 > 3.17 Tf (b/e) = 100 / 8 = 0.80 < (b/e)c =15.6 Bº Vd = ( 3.172 +0.132)1/2 = 3.17 Tf

Sea Planch de Toma Pl 8x 100

λ = 0.75 x 100 / (8 / (12)1/2) =32.5 < Cc = 128
FS = 1.76 Usar Fcp =1.39 Tf/cm2 >3.17 / (0.8 x 12) = 0.3.30 Tf/cm2 Bº

2 Pernos f 3/4” A325 Plancha de Toma PL 8

7.

DISEÑO SÍSMICO DEL ESTANQUE (ANEXO E API 650 y NCh 1269 2003)

7.1

Momento Volcante M Donde: Z = 0.4 I = 1.20 Ws Wt W1 : Zona sísmica 4 API / Zona Sísmica 3 NCh 2369-2003 : Factor de importancia : Peso del manto : Peso del techo : Masa Impulsiva
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=

I [Z C, (Ws Xs + Wt Ht + W1 X1) + Z C2 W2 X2 ]

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W2 X1 X2 Xs Ht = 24.61 ft C1, C2 H1 = 22.73 ft

: Masa Convectiva : Altura desde la base al punto de aplicación de W1 : Altura desde la base al punto de aplicación de W2 : Altura desde la base al centro de gravedad del manto : Altura total del estanque : Coeficientes sísmicos : Altura total del líquido

Determinación de los Pesos Estáticos • Manto wS =12.92 = 28484 tf lb

xS = Σ ti wi hi / Σ ti wi = 3.50 = 11.48 m ft



Techo

wt = π x (5.25)2 x 0.070 = 6.06 = 13360 tf lb

(PPT = 70 kgf/m2)



Contenido

w = 600 x 1.9 =1140 tf = 2.,513,720 lb

Cálculo de w1; w2; x1; x2 De figura E-2 masas efectivas, se tiene: D/H = 10.5 / 6.93 = 1.52 ⇒ w1/w = 0.68 w2/w = 0.34 ⇒ ⇒ w1 = 1709025 lb w2 = 854512 lb

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De figura E-3 centroide de masas sísmicas D/H = 10.5 / 6.93 = 1.52 ⇒ X1/H1 =0.38 X2/H1 =0.64 ⇒ ⇒ X1 = 8.64 ft X2 = 14.55 ft

Cálculo de los coeficientes sísmicos De sección E-3.3 “Coeficientes de Fuerzas Laterales” C1 = 0.6 T=kD½ = 0.59 x
34.45

D/H = 1.52 k = 0.59 (Figura E-4)

= 3.46 seg 0.75 S/T Si T < 4.5 Si T ≥ 4.5 S = 1.2Suelo Tipo S2

C2 =

3.375 S T2
C2 = 0.260

De esta forma los coeficientes sísmicos según el Código API son: Masa Impulsiva : Z C1 = 0.4x0.60 = 0.240 Z C2 = 0.4x0.26 = 0.104

Masa Convectiva = M M

= I [Z C1 (Ws Xs + Wt Ht + W1 X1) + Z C2 W2 X2 ] = 5991862 lb ft

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Según la Norma Chilena NCh 2369-2002, los coeficientes sísmicos para estanques son: Masa Impulsiva : ⇒ ξ = 0.02

Mantos de acero soldados Zona sísmica 3 Cmáx= 0.32

Estanques de acero de eje vertical con manto contínuo hasta el suelo R = 4

(Tabla 5.7)

2.75 Ao ⎡ T ' ⎤ n ⎡ 0.05 ⎤ Masa Convectiva: C = ⎥ ⎥ ⎢ g R ⎢ ⎣T *⎦ ⎣ ξ ⎦
Ao = 0.4 g R =4 T’ = 0.35 n =1.33 ξ = 0.005 T* = 3.46 C = 0.033 < 0.1 Ao /g = 0.04 Masa Impulsiva : C1 = 0.320 C2 = 0.040 Suelo Tipo II Suelo Tipo II Zona sísmica 3

0.4

≥ 0.1xAo / g

Masa Convectiva = M M

= I [Z C1 (Ws Xs + Wt Ht + W1 X1) + Z C2 W2 X2 ] = 6517925 lb ft

Controla la norma Chilena 2369-2003 ∴ USAR PARA MASA IMPULSIVA

C = 0.320

MASA CONVECTIVA C = 0.040
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De esta forma M M M V V V = I [Z C1 (Ws Xs + Wt Ht + W1 X1) + Z C2 W2 X2 ] = 6517925 lb ft = 901.1 Tf m = I [Z C1 (Ws + Wt + W1 ) + Z C2 W2] = 713350 lb = 323.6 Tf

7.2

Verificación al Volcamiento del Estanque Peso del contenido resistente al volcamiento

WL = 7.9 tb

F yb GH ≤ 1.25GHD

tb = 6 mm = 0.236 in

(E 4.2 API 650 2000)

7.9 tb

Fyb GH =
=

2386 lb/ft 1960 lb/ft

Fy = 36000 lb/in2 G = 1.9 H = 22.73 ft D = 34.45 ft

1.25GHD

∴ WL = 1960 lb/ft

Peso del manto y del techo resistente al volcamiento (wt)

wt =

W s + WT π x D

Ws = 28484 lb WT = 13360 lb D = 34.45 ft

wt =
= =

28484 + 13360 π x 34.45
397 lb/ft 0.575 Tf/m

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Para que el estanque sea estable al volcamiento, se debe cumplir:

M ≤ 1.57 D x( wt + wL )
2

De lo contrario usar anclajes

6517925 = 2.44 > 1.57 34.45 2 (1860 + 397)
El estanque requiere de anclajes.

7.3

Fuerza de Compresión en el Manto b Para estanques anclados, la máxima fuerza de compresión en el manto está dado por:

b = wt +

1.273M = 7338lb / ft D2
t = espesor de plancha del manto inferior excluido el sobre-espesor por corrosión t = 8-2 = 6 mm = 0.236 in
2

fa = b/(12 t) = 7338/ (12 x 0.236) = 2609 lb/in2 =183.4 kgf/cm

Cálculo de la tensión de compresión admisible en el manto. G H D2/t = 1.90 x 22.73 x 34.452 / (0.236)2 = 9.203 x 105 ft/in2 < 106 ft / in2

10 6 t Fa = + 600 GH = 31345lb / in 2 < 0.5Fy = 18000lb / in 2 2.5D

∴ Fa = 18000 lb/in2 > fa = 2609 lb/in2


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7.4

Compresión del Manto sobre el Hormigón de la Fundación La presión de compresión PC sobre el hormigón de la fundación se calcula como:

Pc =

( 6t af

b ≤ 0.6 fc' + t ) x 100

Donde: b taf t Así : Fuerza de compresión en el manto inferior (kgf/m) : Espesor de la plancha anular de fondo (cm) : Espesor del tramo inferior del manto (cm) b taf t fc’ = 7388 lb/ft = 12 mm = 8 mm = 200 kgf/cm
2

= 10 kgf/m = 1.2 cm = 0.8 cm

Pc =

10993 = 13.7 kgf / cm 2 < 0.6 fc' = 150kgf / cm 2 (6 x1.2 + 0.8) x100

7.5

Verificación del Estanque al Deslizamiento

Corte Sísmico V = I [ C1 x (Ws + Wt + W1) + C2 W2] I C1 C2 Ws Wt = 1.20 = 0.24 = 0.03 = 12.92 tf = 6.06 tf
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Con :

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W1 W2

= 1709025 lb = 775.2 tf = 854512 lb = 387.6 tf

V = 1.20 [0.32 x (12.92 + 6.06 + 775.5) + 0.04 x 387.6] = 323.7 tf

Corte Resistente Vr Donde: Ws Wt Wf W Vr = = = 12.92 tf = 6.06 tf = 5.55 tf = 1140 tf Peso del Manto Peso del Techo Peso Plancha de Fondo Peso del Contenido = 0.25 x (Ws + Wt + Wf + W)

0.25 x (12.92+6.06+5.55+1140) 291.1 tf El estanque se desliza por sismo, usar llaves de

Como Vr = 291.1 tf < V = 323.7 tf corte.

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8

DISEÑO POR VIENTO DEL ESTANQUE

8.1

Cálculo de las Solicitaciones por Viento

Momento Volcante Mv Donde: Mv1 Mv2 qm P h Mv1 MV2 θ D Pv2 PV3 = = = = = qM x H2/2 P (H + h/3) PV2 D 0.25 PV3 D2 tg θ 0.50 D tg θ = MV1 + MV2

: Momento volcante debido a la carga de viento proyectado sobre la superficie cilíndrica : Momento volcante debido a la carga de viento proyectado sobre la superficie cónica : Ángulo del techo (15º) : Diámetro del Estanque : Presión de viento sobre superficie proyectada del área cilíndrica (18 lb/ft2 = 88 kgf/m2) : Presión de viento sobre superficie proyectada de área cónica (15 lb/ft2 = 73 kgf/m2)

Como la velocidad de viento de diseño es mayor que 100 mph, las cargas de viento deben ser corregidas por el factor (87.5/100)2 = 0.765
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qM Mv1 P h Mv2

= 0.765 x 88 x 10.5 = 0.707 Tf/m = 0.707 7.702/2 = 20.96 Tf m =0.765 x 0.25 x 73 x 10.52 = 0.412 Tf = 0.5 x 10.5 x tg 15º = 1.407 m =0.412 x (7.70 + 1.407/3) = 3.37 Tf x tg 15º

MV

= 20.96 + 3.37 =24.33 Tf m

Fuerza Deslizante FD = qM H + P = 0.707 x 7.7 + 0.412 = 5.86 Tf

8.2

Verificación al Volcamiento del Estanque El peso resistente al volcamiento corresponde a la sumatoria de los pesos del manto, plancha de fondo y techo, excluidos el sobre-espesor por corrosión y el contenido. Peso del Manto Peso del techo Peso total resistente : : ws = 9.25 Tf wf = 4.79 Tf wT = 2.89 Tf wR = 9.25 + 4.79 + 2.89 = 16.93 lb

Peso de la Plancha de Fondo :

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Momento resistente

MR = WR D/2 = 16.93 x 10.5 / 2 = 88.88 Tf m

Como MV = 24.33 Tf m < 2/3 MR = 59.25 Tf m. El estanque es estable al volcamiento por viento. 8.3 Verificación del Estanque al Deslizamiento por Viento Fuerza Resistente FR = 0.25 x (Ws + Wt + Wf) = 0.25x (9.25 + 4.79 + 2.89) = 4.23 Tf Como FR = 5.86 Tf > FD =4.23 Tf El Estanque se desliza, usar llaves de corte.

9.

DISEÑO DE LOS ANCLAJES

9.1

Definición de Cantidad de Anclaje La cantidad de pernos de anclajes debe encontrarse entre el siguiente rango: 0.31 D ≤ N ≤ 1.57 D 11 ≤ N ≤ 54 D = 34.45 ft

Sean 30 Pernos de Anclajes distribuidos 12º c-c.

9.2

Fuerza en los Anclajes por Tracción La tracción máxima en los pernos de anclajes está dada por:

T=

1.273M − wt = 9.830Tf / m D2

Por lo tanto cada perno de anclaje toma
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Ts = 9.83 (π 10.5 / 30) = 10.8 Tf

9.3

Diseño de los Anclajes Sean Pernos de Anclajes φ 1 ¼” A 42-23 ó ASTM A 307 At = 6.25 cm2 ft = 10.8 / 6.25 = 1.73 Tf/cm2 < Ft = 0.6Fy = 1.380 Tf/cm2 Bº

ft / Ft =1.73 / 1.38 = 1.25 < 1.33 9.4 Diseño del Anillo de Fundación por Falla Dúctil

Para asegurar la falla dúctil, el perno de anclaje debe fluir antes que se fractura el hormigón, para lo cual se debe cumplir: TMAX = 1.25 At Fy < 4 φ Ac (fc’)1/2 TMAX =1.25 x 6.25 x 2.3 = 17.97 Tf = 39620 lb ⇒ Ac ≥ 218.7 in2 = 1411 cm2 Por otro lado, como el perno de anclaje se encuentra a 20 cm del borde, Ac no es una circunferencia completa, donde su radio está dado por R = Ld + φ/2 (Ld : Longitud de empotramiento del anclaje y φ es el diámetro del anclaje). De esta forma se tiene: A = π R2 – R2α+R2 cosα sen α fc’ φ = 2840 psi = 0.85

con

cosα = 20 / R 2 2 1/2 sen α = (R – 20 ) / R

Ac = 1411= R2 (π –Arccos (20/R)) + 20(R2-202)1/2 R Ld = 21.28 cm ≥ 21.28 – 3.2/2 = 19.68 cm

Usar 30 Pernos de Anclajes φ 1 ¼” A 42-23 ó ASTM A307 L = 90 + 460 + 400 = 1000 mm

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