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
RC 1400-ADA
Complejo Industrial
Molynor
RCP INGENIERIA Y SERVICIOS LTDA.
MEMORIA DE CÁLCULO
CLIENTE
: MOLYNOR S. A.
PROYECTO
: COMPLEJO INDUSTRIAL MOLYNOR
OBRA
: ALMACENAMIENTO Y DESPACHO DE ÁCIDO
SULFÚRICO
ÁREA 000
: 000
UBICACIÓN
: MEJILLONES-ANTOFAGASTA-CHILE
RODRIGO CONCHA P.
INGENIERO CIVIL UCH
DOCUMENTO : (RC 1400-ADA) PM 2008-05 MC-001-0
REVISIONES
0
08.09.09
Emitido para Construcción
A.C.F.
R.C.P.
B
03.09.09
Emitido para Aprobación
A.C.F.
R.C.P.
A
12.03.08
Emitido para Información
A.C.F.
R.C.P.
Rev. Fecha
Detalle
Calculó Firma Aprobó Firma
EDUARDO CASTILLO VELASCO Nº2819 ÑUÑOA-SANTIAGO FONO :209 4238 – 2257714 FAX : 2698835
Email:
[email protected]
RCP INGENIERIA Y SERVICIOS LTDA.
RC 1400-ADA
Complejo Industrial
Molynor
ÍNDICE GENERAL
Pág.
I
NORMAS DE DISEÑO
3
II
BASES DE DISEÑO
3
III
IV
1. CARACTERÍSTICAS DEL ESTANQUE
3
2. SOLICITACIONES
3
3. COMBINACIONES DE CARGA
6
4. SELLO DE FUNDACIÓN
6
7
DISEÑO DEL ESTANQUE
1. DETERMINACIÓN GEOMÉTRICA DEL ESTANQUE
7
2. DISEÑO DEL MANTO DEL ESTANQUE
8
3. DISEÑO DEL ESPESOR DE PLANCHA DE FONDO
9
4. CÁLCULO DEL ESPESPOR DE LA PLANCHA ANULAR
9
5. DISEÑO DE ATIESADORES SUPERIOR E INTERMEDIOS
10
6. DISEÑO DEL TECHO
12
7. DISEÑO SÍSMICO DEL ESTANQUE
15
8. DISEÑO POR VIENTO DEL ESTANQUE
23
9. DISEÑO DE LOS ANCLAJES
25
10. DISEÑO DE ANILLO DE ANCLAJE Y LLAVES DE CORTE
27
11. DISEÑO DE ESTRUCTURA DE ACCESO Y SUPERIOR
31
DISEÑO DE OBRAS CIVILES
1. DISEÑO DE FUNDACIÓN ESTANQUE
34
35
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Complejo Industrial
Molynor
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
“Código de Diseño de Hormigón Armado”, basado en el ACI 318-2002.
1.2
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.
2.
CARACTERISTICAS DEL ESTAMQUE
Contenido
: Acido Sulfúrico
Densidad
: 1.90 Tf/m3
Capacidad
: 632
m3
Sobre-espesor por corrosión
: 3.2
mm (NACE 2.7.1)
Eficiencia de la Soldadura
: 0.85
SOLICITACIONES
2.1
Peso Propio Plataformas
Estructura
:
40.0 kgf/m2
Plancha de Piso
:
50.0 kgf/m2
Colaterales (Ductos)
:
10.0 kgf/m2
PPplat. :
100.0 kgf/m2
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2.2
2.3
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Complejo Industrial
Molynor
Peso Propio Cubierta
Estructura
:
20.0 kgf/m2
Plancha de Piso
:
50.0 kgf/m2
PPcub. :
70.0 kgf/m2
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
: Factor de reducción por área tributaria.
CA
= 1.0
Para
CA
= 1.0 – 0.008A
Para 20 ≤ A ≤ 50 m2
CA
= 0.6
Para A ≥ 50 m2
Cα
Factor de reducción por pendiente
Cα
= 1.0 – 2.33 tgα
A ≤ 20 m2
tgα ≤ 0.30
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2.4
RC 1400-ADA
Complejo Industrial
Molynor
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:
Altura (m)
0
4
7
10
15
2.5
Presión Básica
(kgf/m2)
70
70
95
106
118
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:
Qo = C I P
Corte basal:
Donde:
C : coeficiente sísmico, calculado de la siguiente forma:
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
R
ξ
Modo Impulsivo
4
0.02
Modo Convectivo
4
0.005
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Molynor
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.
3.
Para el Modo Impulsivo
C = Cmax = 0.32
Para el Modo Convectivo
C ≥ 0.10 Ao / g
COMBINACIONES DE CARGA
3.1
Para diseño por método de tensiones admisibles
i)
PP + SC
ii)
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
=
2.5 kgf/m2
σDinámica
=
3.5 kgf/m2
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Molynor
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)
V = 600 m3
= 6.93 m
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
2.75 Ao I ⎡ T ' ⎤ ⎡ 0.05 ⎤
A1 =
⎢⎣ T * ⎥⎦ ⎢ ξ ⎥
R
⎣
⎦
n
Donde Ao = 0.4 g
0 .4
Zona sísmica 3
Ι = 1.20
Factor de importancia
R =4
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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Molynor
ξ = 0.005
n = 1.33
⇒
∴
A1 = 0.0394 g
fmáx = 0.837 x 5.25 x 0.0394 x 4.0
= 0.693 m.
USAR
2.
Suelo Tipo ΙΙ
Considerar una revancha de 0.570 mm.
Diámetro de Estanque
D = 10.50 m (34.45 ft)
Altura Total de Estanque
H1 = 7.50 m (24.61 ft)
Altura de Llenado Estanque
H = 6.93 m (22.74 ft)
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)
: Diámetro del estanque (10.5 m)
H = 24.61 (ft)
: Altura de llenado del estanque prueba hidrostática (7.70 m)
G = 1.90
: Densidad especifica del contenido
G1=1.00
: Densidad específica para prueba hidrostática
CA= 0.126 (in)
: Sobre-espesor por corrosión (3.2 mm)
Sd = 23200 (psi)
: Tensión de diseño ASTM A36
St = 24900 (psi)
: Tensión prueba hidrostática ASTM A36
E = 0.85
: Factor de eficiencia de la soldadura, sin inspección
td =
2.6D(H − 1)G
+ CA
SdE
Espesor de diseño 1 foot Method
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tt =
2.6D(H − 1)G1
S tE
Tramo
1
2
3
H
(ft)
24.61
16.61
8.61
Espesor de prueba hidrostática 1 foot Method
td
(in)
0.330
0.261
0.192
tt
(mm)
0.838
0.662
0.487
(in)
0.100
0.066
0.032
Nota: Por ser D < 50 ft ⇒ tmín = 3/16 (in) = 5.0 (mm)
tdis
(mm)
0.254
0.168
0.082
(in)
0.330
0.261
0.192
(mm)
0.838
0.662
0.487
(API 3.6.1.1)
tmax = 0.838 mm, sea t = 0.8 mmm => tmax /t = 0.838 / 0.800 = 1.05
Bº
USAR:
Tramo
1
2
3
4
3.
Espesor mm
8
6
6
6
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
Esto dado que la mayor corrosión se produce en la interfase líquido-
= 8.0 mm
aire, 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
F=
2.6D (H − 1)G
=
D = 34.45 ft
t
12756 psi
H = 24.61 ft
G1= 1.9
t = 0.315 in
⇒
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.
USAR
L 100x100x8
Laminado
(A = 15.5 cm2)
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)
⎡t⎤
Ht = 600000 t ⎢ ⎥
⎣D ⎦
3/2
t = 6 mm
espesor del manto superior
= 0.236 in
D = 34.45 ft Diámetro del estanque
⎡ 0.236 ⎤
⎥
⎣ 34.45 ⎦
= 600000 x 0.236 ⎢
⇒
Ht = 80.3 ft
3/2
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 ⎦
5/2
Donde:
wtri
=
Ancho traspuesto de tramo i
=
wi
Ancho real del tramo i
tsup
=
Espesor del tramo superior
ti
=
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.
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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 :
Sobrecarga de Uso:
Estructura
: 20 kgf/m2
Plancha de Techo
: 50 kgf/m2
PP
: 70 kgf/m2
SC
: 122 kgf/m2
(Plancha e = 6 mm)
(25 lb/ft2 3.10.2.1 API)
• 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.
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
: Ancho tributario mayor
B2
: Ancho tributario menor
qPP
: Carga por peso propio
qSC
: Carga por sobrecarga (qSC = 122 kgf/m2)
(qPP = 70 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
6.2
Diseño de Estructura de Cubierta
•
Diseño de Vigas VT Radiales
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
P = 3.990 Tf
V = 0.410 Tf
M = 0.320 Tf
Sea I 20x12.3 (I200x100x4x4)
kly =
klx =
klm =
Pa = 14.9
Pa = 19.1
Ma = 1.44
Va = 8.29
P / Pa = 3.99 / 14.9 = 0.27 > 0.15
•
2.00
4.95
2.00
[m] =>
[m] =>
[m] =>
Tf
Tf
Tf·m
Tf
⇒
Pao =
Pex’ =
I1 =
I2 =
24.00 Tf
44.30 Tf
0.39
0.51
< 1.0
< 1.0
Pao =
Pex’ =
4.66
19.1
0.84
0.93
< 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
P/ Pa = 0.64 / 3.27 = 0.20 > 0.15
•
⇒
I1 =
I2 =
Tf
Tf
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
⇒
P/ Pa = 3.17 / 7.26 = 0.44 > 0.15
•
I1 =
I2 =
Pao =
Pex’ =
Pey’ =
9.41
43.6
12.0
0.72
0.89
< 1.0
< 1.0
Tf
Tf
Tf
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
Bº
Considerando el efecto por corrosión y lo estipulado por el Código API en 3.10.3.2
USAR
en
VT
VT1
6.3
Diseño de Uniones
•
Unión VT a Manto
I 20x10x19.8
C 15x7.44
( I 200x100x8x5 )
( C150x50x4)
Vd = ( 3.992 +0.412)1/2 = 4.01 Tf
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
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Sea Planch de Toma Pl 8x 100
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(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
Vd = ( 3.172 +0.132)1/2 = 3.17 Tf
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
Sea Planch de Toma Pl 8x 100
Va = 1.18 x 7.51 = 8.86 kips =4.01 > 3.17 Tf
Bº
(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 >3.17 / (0.8 x 12) = 0.3.30 Tf/cm2
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
Bº
=
I [Z C, (Ws Xs + Wt Ht + W1 X1) + Z C2 W2 X2 ]
Donde:
Z = 0.4
: Zona sísmica 4 API / Zona Sísmica 3 NCh 2369-2003
I = 1.20
: Factor de importancia
Ws
: Peso del manto
Wt
: Peso del techo
W1
: Masa Impulsiva
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W2
: Masa Convectiva
X1
: Altura desde la base al punto de aplicación de W1
X2
: Altura desde la base al punto de aplicación de W2
Xs
: Altura desde la base al centro de gravedad del manto
Ht = 24.61 ft
: Altura total del estanque
C1, C2
: Coeficientes sísmicos
H1 = 22.73 ft
: Altura total del líquido
Determinación de los Pesos Estáticos
•
Manto
wS =12.92
= 28484
tf
lb
xS = Σ ti wi hi / Σ ti wi
•
•
Techo
Contenido
= 3.50
m
= 11.48
ft
wt = π x (5.25)2 x 0.070
= 6.06
tf
= 13360
lb
(PPT = 70 kgf/m2)
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
⇒
w1 = 1709025 lb
w2/w = 0.34
⇒
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
⇒
X1 = 8.64 ft
X2/H1 =0.64
⇒
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
D/H = 1.52
34.45
k
= 0.59
(Figura E-4)
= 3.46 seg
0.75 S/T
Si T < 4.5
C2 =
3.375 S
T2
S = 1.2Suelo Tipo S2
Si T ≥ 4.5
C2 = 0.260
De esta forma los coeficientes sísmicos según el Código API son:
Masa Impulsiva
:
Masa Convectiva =
Z C1 = 0.4x0.60 = 0.240
Z C2 = 0.4x0.26 = 0.104
M
= I [Z C1 (Ws Xs + Wt Ht + W1 X1) + Z C2 W2 X2 ]
M
= 5991862 lb ft
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Según la Norma Chilena NCh 2369-2002, los coeficientes sísmicos para estanques son:
Masa Impulsiva
:
Mantos de acero soldados
⇒
ξ = 0.02
Estanques de acero de eje vertical con manto contínuo hasta el suelo R = 4
Zona sísmica 3
Cmáx= 0.32
(Tabla 5.7)
2.75 Ao ⎡ T ' ⎤ n ⎡ 0.05 ⎤
Masa Convectiva: C =
g R ⎢⎣ T * ⎥⎦ ⎢⎣ ξ ⎥⎦
Ao = 0.4 g
0.4
≥ 0.1xAo / g
Zona sísmica 3
R =4
T’ = 0.35
Suelo Tipo II
n =1.33
Suelo Tipo II
ξ = 0.005
T* = 3.46
C = 0.033 < 0.1 Ao /g = 0.04
Masa Impulsiva
:
Masa Convectiva =
C1 = 0.320
C2 = 0.040
M
= I [Z C1 (Ws Xs + Wt Ht + W1 X1) + Z C2 W2 X2 ]
M
= 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
7.2
M
= I [Z C1 (Ws Xs + Wt Ht + W1 X1) + Z C2 W2 X2 ]
M
= 6517925 lb ft
M
= 901.1 Tf m
V
= I [Z C1 (Ws + Wt + W1 ) + Z C2 W2]
V
= 713350 lb
V
= 323.6 Tf
Verificación al Volcamiento del Estanque
Peso del contenido resistente al volcamiento
F yb GH ≤ 1.25GHD
WL = 7.9 tb
tb = 6 mm
(E 4.2 API 650 2000)
= 0.236 in
7.9 tb
Fyb GH =
1.25GHD
=
2386 lb/ft
Fy = 36000 lb/in2
1960 lb/ft
G = 1.9
H = 22.73 ft
∴ WL = 1960 lb/ft
D = 34.45 ft
Peso del manto y del techo resistente al volcamiento (wt)
wt =
wt =
=
=
W s + WT
π x D
28484 + 13360
π x 34.45
Ws = 28484 lb
WT = 13360 lb
D = 34.45 ft
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
fa = b/(12 t)
t = espesor de plancha del manto inferior excluido
= 7338/ (12 x 0.236)
= 2609 lb/in2
el sobre-espesor por corrosión
t = 8-2 = 6 mm = 0.236 in
2
=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
B°
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7.4
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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
: Fuerza de compresión en el manto inferior (kgf/m)
taf
: Espesor de la plancha anular de fondo (cm)
t
: Espesor del tramo inferior del manto (cm)
Así
b
= 7388 lb/ft
= 10 kgf/m
taf
= 12 mm
= 1.2 cm
t
= 8 mm
fc’
Pc =
7.5
= 0.8 cm
2
= 200 kgf/cm
10993
= 13.7 kgf / cm 2 < 0.6 fc' = 150kgf / cm 2
(6 x1.2 + 0.8) x100
Verificación del Estanque al Deslizamiento
Corte Sísmico
V
=
Con :
I [ C1 x (Ws + Wt + W1) + C2 W2]
I
= 1.20
C1
= 0.24
C2
= 0.03
Ws
= 12.92 tf
Wt
= 6.06 tf
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W1
= 1709025 lb = 775.2 tf
W2
= 854512 lb = 387.6 tf
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V = 1.20 [0.32 x (12.92 + 6.06 + 775.5) + 0.04 x 387.6]
= 323.7 tf
Corte Resistente
Vr
=
0.25 x (Ws + Wt + Wf + W)
Ws
= 12.92 tf
Peso del Manto
Wt
= 6.06 tf
Peso del Techo
Wf
= 5.55 tf
Peso Plancha de Fondo
W
= 1140 tf
Peso del Contenido
=
0.25 x (12.92+6.06+5.55+1140)
=
291.1 tf
Donde:
Vr
Como Vr = 291.1 tf < V = 323.7 tf
El estanque se desliza por sismo, usar llaves de
corte.
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8
DISEÑO POR VIENTO DEL ESTANQUE
8.1
Cálculo de las Solicitaciones por Viento
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Momento Volcante
Mv
= MV1 + MV2
Donde:
Mv1
=
qM x H2/2
Mv2
=
P (H + h/3)
qm
=
PV2 D
P
=
0.25 PV3 D2 tg θ
h
=
0.50 D tg θ
Mv1
: Momento volcante debido a la carga de viento proyectado sobre la superficie cilíndrica
MV2
: Momento volcante debido a la carga de viento proyectado sobre la superficie cónica
θ
: Ángulo del techo (15º)
D
: Diámetro del Estanque
Pv2
: Presión de viento sobre superficie proyectada del área cilíndrica (18 lb/ft2 = 88 kgf/m2)
PV3
: 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
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= 0.765 x 88 x 10.5
= 0.707 Tf/m
Mv1
= 0.707 7.702/2
= 20.96 Tf m
P
=0.765 x 0.25 x 73 x 10.52
x tg 15º
= 0.412 Tf
h
= 0.5 x 10.5 x tg 15º
= 1.407 m
Mv2
=0.412 x (7.70 + 1.407/3)
= 3.37 Tf
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.
:
ws = 9.25 Tf
Peso de la Plancha de Fondo :
wf = 4.79 Tf
Peso del techo
wT = 2.89 Tf
Peso del Manto
Peso total resistente
:
wR = 9.25 + 4.79 + 2.89
= 16.93 lb
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Momento resistente
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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
9.
DISEÑO DE LOS ANCLAJES
9.1
Definición de Cantidad de Anclaje
El Estanque se desliza, usar llaves de corte.
La cantidad de pernos de anclajes debe encontrarse entre el siguiente rango:
0.31 D ≤ N ≤ 1.57 D
11
D = 34.45 ft
≤ N ≤ 54
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
ft / Ft =1.73 / 1.38 = 1.25 < 1.33
9.4
Bº
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
fc’
= 2840 psi
φ
= 0.85
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
cosα = 20 / R
2
2 1/2
sen α = (R – 20 ) / R
con
Ac = 1411= R2 (π –Arccos (20/R)) + 20(R2-202)1/2
R
= 21.28 cm
Ld
≥ 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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