CELDA GRANELERA TECHUMBRE - · PDF file1.3) VELOCIDAD BASICA DE DISEÑO : β 30.0m s...

CELDA GRANELERA

TECHUMBRE

Puerto Cerealero ACCION DEL VIENTO Celda

Vo 43.50 m s 1−⋅=Vo β Cp⋅:=Cp 1.45:=

Grupo 3: Edificios e instalaciones industriales con bajo factor de ocupación: depósitos, silos, construcciones rurales, etc.

Coeficiente de velocidad probable (Cp)

1.3) VELOCIDAD BASICA DE DISEÑO :

(Tabla 1)β 30.0m s 1−⋅:=Ciudad de Rosario :

1.2) VELOCIDAD DE REFERENCIA :

hc 24.00m:=Altura de la cumbrera :

h 3.00m:=Altura del alero :

b 50.00m:=Ancho total del edificio :

a 180.00m:=Largo total del edificio :

1.1) GEOMETRIA DEL EDIFICIO :

Para determinar las solicitaciones producidas por la accion del viento sobre las construcciones se utiliza el reglamento CIRSOC 102 - 84 : Acción del viento sobre las Construcciones

1. CALCULO DE LAS ACCIONES PRODUCIDAS POR EL VIENTO

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qzmin qo Cd⋅ Czmin⋅:= qzmin 102 kgf m 2−⋅=

qzmax qo Cd⋅ Cz hc( )⋅:= qzmax 127 kgf m 2−⋅=

1.6) CALCULO DE LAS ACCIONES UNITARIAS :

Relación de dimensiones :

λahca

:= λa 0.13= λbhcb

:= λb 0.48=

Coeficiente de forma (para construcciones apoyadas en el suelo)

Siendo:

λa 0.13= λa 0.50<

λb 0.48= λb 1.00<ba

0.28=

Resultando :

Para viento normal a la cara mayor : γo.a 0.97:=

Para viento normal a la cara menor : γo.b 0.85:=

1.4) PRESION DINAMICA BASICA :

qo 0.000613 Vo m 1−⋅ s⋅⎛

⎝⎞⎠

2⋅ kN⋅ m 2−

⋅:= qo 118.28 kgf m 2−⋅=

1.5) PRESION DINAMICA DE CALCULO :

Presión dinámica de cálculo : qz qo cz⋅ cd⋅=

Rugosidad Tipo I

ahc

7.50=hcVo

0.55s= Cda 0.83:=Se adopta

Cd 0.86:=bhc

2.08=hcVo

0.55s= Cdb 0.86:=

Siendo ademas :

ZoI 0.005m:=

z 10m< Czmin 1.00:=

z 10m h..:= Cz z( )

lnz

ZoI

⎛⎜⎝

⎞⎟⎠

ln10mZoI

⎛⎜⎝

⎞⎟⎠

⎛⎜⎜⎜⎜⎝

⎞⎟⎟⎟⎟⎠

2

ZoIZoI

⎛⎜⎜⎝

⎞⎟⎟⎠

0.1412

⋅:= Cz hc( ) 1.24=

Viento Transversal y Longitudinal:

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Ci.succ 0.28−=Ci.succ 0.6− 1.3γo.a 0.8−( ):=II ) Succión interior :

Ci.pres 0.32=Ci.pres 0.6 1.8 1.3γo.a−( )⋅:=I ) Presión interior :

Para construcciones cerradas de permeabilidad menor al 5%, en todas las paredes

1.7.2) COEFICIENTES INTERIORES :

Ce.cb.sot 0.40−:=Cubierta de Sotavento :

Ce.cb.bar 0.34:=Cubierta de Barlobento :

α 39deg:=VIENTO PERPENDICULAR A GENERATRICES :

f45

hc>45

hc⋅ 19.20 m=f 21.00 m=f hc h−:=

1.7.1.2) CUBIERTAS :

Ce.p.sot 0.46−=Ce.p.sot 1.3 γo.a⋅ 0.8−( )−:=Pared a sotavento :

Ce.p.bar 0.80=Ce.p.bar 0.80:=Pared a barlovento :

1.7.1.1) PAREDES :

1.7.1) COEFICIENTES EXTERIORES :

1.7) VIENTO TRANSVERSAL :

Pág. 3


1.7.3) ACCIONES RESULTANTES CASO I (SUCCION INTERIOR) :

Pared a barlovento : C Ce.p.bar Ci.succ−:= C if C 0.3≤ if C 0> 0.3, 0.3−,( ), C,( ):= C 1.08=

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C if C 0.3≤ if C 0> 0.3, 0.3−,( ), C,( ):= C 0.48=

Wp.bar C qzmin⋅:= Wp.bar 48 kgf m 2−⋅=

Pared a sotavento : C Ce.p.sot Ci.pres−:= C if C 0.3≤ if C 0> 0.3, 0.3−,( ), C,( ):= C 0.78−=

Wp.sot C qzmin⋅:= Wp.sot 80− kgf m 2−⋅=

Cubierta Barlovento : C Ce.cb.bar Ci.pres−:= C if C 0.3≤ if C 0> 0.3, 0.3−,( ), C,( ):= C 0.30=

Wcb.bar.min C qzmin⋅:= Wcb.bar.min 31 kgf m 2−⋅=

Wcb.bar.max C qzmax⋅:= Wcb.bar.max 38 kgf m 2−⋅=

Cubierta Sotavento : C Ce.cb.sot Ci.pres−:= C if C 0.3≤ if C 0> 0.3, 0.3−,( ), C,( ):= C 0.72−=

Wcb.sot.min C qzmin⋅:= Wcb.sot.min 74− kgf m 2−⋅=

Wcb.sot.max C qzmax⋅:= Wcb.sot.max 92− kgf m 2−⋅=

Wp.bar C qzmin⋅:= Wp.bar 110 kgf m 2−⋅=

Pared a sotavento : C Ce.p.sot Ci.succ−:= C if C 0.3≤ if C 0> 0.3, 0.3−,( ), C,( ):= C 0.30−=


Cubierta Barlovento : C Ce.cb.bar Ci.succ−:= C if C 0.3≤ if C 0> 0.3, 0.3−,( ), C,( ):= C 0.62=

Wcb.bar.min C qzmin⋅:= Wcb.bar.min 63 kgf m 2−⋅=

Wcb.bar.max C qzmax⋅:= Wcb.bar.max 78 kgf m 2−⋅=

Cubierta Sotavento : C Ce.cb.sot Ci.succ−:= C if C 0.3≤ if C 0> 0.3, 0.3−,( ), C,( ):= C 0.30−=

Wcb.sot.min C qzmin⋅:= Wcb.sot.min 31− kgf m 2−⋅=

Wcb.sot.max C qzmax⋅:= Wcb.sot.max 38− kgf m 2−⋅=

1.7.4) ACCIONES RESULTANTES CASO II (PRESION INTERIOR) :

Pared a barlovento : C Ce.p.bar Ci.pres−:=

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Ci.succ 0.20−:=Ci.succ 0.18−=Ci.succ 0.6− 1.3γo.b 0.8−( ):=II ) Succión interior :

Ci.pres 0.42=Ci.pres 0.6 1.8 1.3γo.b−( )⋅:=I ) Presión interior :

Para construcciones cerradas de permeabilidad menor al 5%, en todas las paredes

1.8.2) COEFICIENTES INTERIORES :

Ce.cb.pa 0.28−:=Cubierta

VIENTO PARALELO A LAS GENERATRICES :

1.8.1.2) CUBIERTAS :

Ce.p.sot 0.31−=Ce.p.sot 1.3 γo.b⋅ 0.8−( )−:=Pared a sotavento :

Ce.p.bar 0.80=Ce.p.bar 0.80:=Pared a barlovento :

1.8.1.1) PAREDES :

1.8.1) COEFICIENTES EXTERIORES :

1.8) VIENTO LONGITUDINAL :

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Pág. 7


1.8.4) ACCIONES RESULTANTES CASO II (PRESION INTERIOR) :

Pared a barlovento : C Ce.p.bar Ci.pres−:= C if C 0.3≤ if C 0> 0.3, 0.3−,( ), C,( ):= C 0.38=

Wp.bar.min C qzmin⋅:= Wp.bar.min 39 kgf m 2−⋅=

Wp.bar.max C qzmax⋅:= Wp.bar.max 48 kgf m 2−⋅=

Pared a sotavento : C Ce.p.sot Ci.pres−:= C if C 0.3≤ if C 0> 0.3, 0.3−,( ), C,( ):= C 0.72−=


Wp.sot.max C qzmax⋅:= Wp.sot.max 91− kgf m 2−⋅=

Cubierta Barlovento : C Ce.cb.pa Ci.pres−:= C if C 0.3≤ if C 0> 0.3, 0.3−,( ), C,( ):= C 0.70−=

Wcb.bar.min C qzmin⋅:= Wcb.bar.min 71− kgf m 2−⋅=

Wcb.bar.max C qzmax⋅:= Wcb.bar.max 88− kgf m 2−⋅=

1.8.3) ACCIONES RESULTANTES CASO I (SUCCION INTERIOR) :

Pared a barlovento : C Ce.p.bar Ci.succ−:= C if C 0.3≤ if C 0> 0.3, 0.3−,( ), C,( ):= C 1.00=

Wp.bar.min C qzmin⋅:= Wp.bar.min 102 kgf m 2−⋅=

Wp.bar.max C qzmax⋅:= Wp.bar.max 127 kgf m 2−⋅=

Pared a sotavento : C Ce.p.sot Ci.succ−:= C if C 0.3≤ if C 0> 0.3, 0.3−,( ), C,( ):= C 0.30−=

Wp.sot.min C qzmin⋅:= Wp.sot.min 31− kgf m 2−⋅=

Wp.sot.max C qzmax⋅:= Wp.sot.max 38− kgf m 2−⋅=

Cubierta Barlovento : C Ce.cb.pa Ci.succ−:= C if C 0.3≤ if C 0> 0.3, 0.3−,( ), C,( ):= C 0.30−=

Wcb.bar.min C qzmin⋅:= Wcb.bar.min 31− kgf m 2−⋅=

Wcb.bar.max C qzmax⋅:= Wcb.bar.max 38− kgf m 2−⋅=

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Puerto Cerealero CORREAS Celda

SOBRECARGA DE CUBIERTA : sc 10kgf

m2

25m32m⋅ a⋅:= sc 10.9

kgfm

=

Según X-X : scx sc sin α( )⋅:= scx 6.8kgfm

=

Según Y-Y : scy sc cos α( )⋅:= scy 8.5kgfm

=

VIENTO PRESION MAXIMO : wp 92kgf

m2a⋅:= wp 129

kgfm

=

VIENTO SUCCION MAXIMO : ws 106kgf

m2a⋅:= ws 148

kgfm

=

CARGA DE MONTAJE : P 100kgf:=

2.2) COMBINACIONES DE CARGASSe analizan los casos más desfavorables:

- HIP1 = PP + WS

- HIP2 = PP + 0.50SC + WP

- HIP3 = P de Montaje en el centro de tramo

2.3) CALCULO DE SOLICITACIONES

MATERIALES :

PERFILES DE CHAPA GALVANIZADOS CONFORMADOS EN FRIO ---> ACERO F24

2. CALCULO DE CORREAS

2.1) ANALISIS DE CARGA

Separación entre correas : a 1.40m:=

Longitud de correas : L 6.00m:=

Inclinación de correas : α 38.7deg:=

PESO PROPIO CORREA : gp 5.0kgfm

:=

CHAPA DE TECHO : gch 5.0kgf

m2a⋅:= gch 7.0

kgfm

=

CARGA PERMANENTE : g gp gch+:= g 12.0kgfm

=

Según X-X : gx g sin α( )⋅:= gx 7.5kgfm

=

Según Y-Y : gy g cos α( )⋅:= gy 9.4kgfm

=

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qx 7.5kgfm

=qx gx:=

2.3.1) HIPOTESIS 1 : PP + WS

Wy 4.71cm3:=Wx 13.85cm3

:=

iy 1.86cm=iyJyF

:=ix 3.99cm=ixJxF

:=

Jy 14.98cm4:=Jx 69.23cm4

:=

xG 1.72cm:=F 4.34cm2:=

(Radio exterior)r 4.0 mm=r 2e:=

e 2.0mm:=d 15mm:=

b 50mm:=h 100mm:=

PROPIEDADES DE LA SECCION ADOPTADA :

ESQUEMA DE CALCULO :

Según X-X (Eje fuerte) : Se considera como viga de 3 tramos. Se colocan tornapuntas a 1.40m de cada apoyo.

Según Y-Y (Eje débil) : Se considera como viga contínua de 2 tramos, ya que se arriostrarán con un fleje metálico galvanizado colocado en la mitad de la luz.

SECCION DE LOS ELEMENTOS :

CORREAS : C100x50x15x2.0

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Tensión Normal Admisible Acero F24 : σadmF24σF24γ

:= σadmF24 1500kgf

cm2=

Tensión Tangencial Admisible Acero F24 : τadmF24σadmF24

3:= τadmF24 866

kgf

cm2=

Modulo de Elasticidad : E 2100000kgf

cm2:=

2.4.2) DETERMINACION DEL ANCHO DE CALCULO

ALAS

Bfb 2r−

e:= Bf 21= Bmax 60:=

chk "VERIFICA" Bf Bmax≤if

"NO VERIFICA" otherwise

:= chk "VERIFICA"=

ALMA

Bwh 2r−

e:= Bw 46= Bmax 500:=

qy gy− ws+:= qy 139kgfm

=

Mx1 99kgf m⋅:= My1 4.2kgf m⋅:=

R1 390kgf:= (Reacción en las tornapuntas - Esfuerzo normal de tracción en correas)

2.3.2) HIPOTESIS 2 : PP + 0.50SC + WP

qx gx 0.5scx+:= qx 10.9kgfm

=

qy gy 0.50scy+ wp+:= qy 142kgfm

=

Mx2 102kgf m⋅:= My2 6.1kgf m⋅:=

R2 400kgf:= (Reacción en las tornapuntas - Esfuerzo normal de compresión en correas)

2.4) DIMENSIONAMIENTO

2.4.1) COEFICIENTE DE SEGURIDAD

De acuerdo al Reglamento CIRSOC 303, se puede adoptar para cualquier tipo de estructura liviana:

Coeficiente de seguridad : γ 1.6:=

Tensión de Fluencia del Acero F24 : σF24 2400kgf

cm2:=

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σ f 882kgf

cm2=

gEσ f

:= g 48.8=

Rf 0:=

Bef 1.30g Rf+:= Bef 63.4=

chk "ALA EFECTIVA" Bf Bef≤if

"ALA NO EFECTIVA" otherwise

:= chk "ALA EFECTIVA"=

ALMA

σwMx2Jx

h 2r−( )2

⋅My2Jy

xG⋅+R2F

+:= σw 840kgf

cm2=

gEσw

:= g 50=

Rf 0:=

Bew 1.30g Rf+:= Bew 65=

chk "ALMA EFECTIVA" Bw Bew≤if

"ALMA NO EFECTIVA" otherwise

:= chk "ALMA EFECTIVA"=

chk "VERIFICA" Bw Bmax≤if


:= chk "VERIFICA"=

RIGIDIZADOR

Brd r−

e:= Br 5.5= Bmax 60:=

chk "VERIFICA" Br Bmax≤if


:= chk "VERIFICA"=

Jmin max 2Bf 13−( ) e4⋅ 9e4

,⎡⎣

⎤⎦:= Jmin 0.0464 cm4

=

Jrd r−( )3 e⋅

12:= Jr 0.0222 cm4

=

chk "RIGIDIZA" Jr Jmin>if

"NO RIGIDIZA" otherwise

:= chk "NO RIGIDIZA"=

2.4.3) DETERMINACION DEL ANCHO DE EFECTIVO

ALAS

σMxWx

MyWy

+NF

+=

σ fMx2Wx

My2Jy

xG r−( )⋅+R2F

+:=

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qfc2 1.37 1 0.725BfgF

−⎛⎜⎜⎝

⎞⎟⎟⎠

⋅:= qfc2 0.66= (Ala comprimida, si no tuviera rigidizador)

Interpolando linealmente con la inercia mínima necesaria del rigidizador y la inercia real obtenemos,

qfc qfc1 qfc1 qfc2−( ) Jmin Jr−

Jmin⋅−:= qfc 0.83=

ALMA

qw 1.00:= (Elemento rigidizado completamente)

RIGIDIZADOR

Br 5.5=

qr 1.00 Br 0.37gF≤if

1.37 1 0.725BrgF

−⎛⎜⎜⎝

⎞⎟⎟⎠

⋅ 0.37gF Br< 0.84gF≤if

0.378gFBr

⎛⎜⎜⎝

⎞⎟⎟⎠

2

⋅ 0.84gF Br< 60≤if

:= qr 1.00=

2.4.5) VERIFICACION DE TENSIONES ADMISIBLES

Tensión Básica de Diseño : σbdσF24γ

:= σbd 1500kgf

cm2=

RIGIDIZADOR

σrMx2Jx

h 2 r⋅−( )2

⋅My2Jy

b xG−( )⋅+R2F

+:= σr 903kgf

cm2=

gEσr

:= g 48.2=

Rr 0:=

Ber 1.30g Rr+:= Ber 62.7=

chk "RIGIDIZADOR EFECTIVO" Br Ber≤if

"RIGIDIZADOR NO EFECTIVO" otherwise

:= chk "RIGIDIZADOR EFECTIVO"=

2.4.4) MINORACION DE TENSIONES ADMISIBLES

ALAS

qft 1.00:= (Ala Traccionada)

qfc1 1.00:= (Ala comprimida, si el rigidizador rigidizara)

gFE

σF24:=

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Momento de inercia de la parte comprimida de la sección, respecto a un eje que pase por el centro de gravedad de la parte comprimida y sea paralelo al alma de la viga.

Wx 13.85 cm3= Módulo resistente de la sección completa respecto del eje x-x

Cb 1:= Coeficiente de flexión (Conservativamente puede tomarse Cb = 1)

LL2

:= L 3.00m= Longitud no arriostrada de la viga

σbe5.12 E⋅ h⋅ Jzc⋅ Cb⋅

L2 Wx⋅:= σbe 646

kgf

cm2=

σ t0.174 G⋅ F⋅ e2

⋅ Cb⋅

h Wx⋅:= σ t 177

kgf

cm2=

σcadm σbe σ t+ σbe 0.50 σbd σ t−( )≤if

σbd0.25 σbd σ t−( )2⋅

σbe− otherwise

:= σcadm 823kgf

cm2=

σc78kgf m⋅

Wx

8.4kgf m⋅Wy

+R1F

−:= σc 652kgf

cm2=

chk "VERIFICA PANDEO LATERAL" σc σcadm≤if

"NO VERIFICA PANDEO LATERAL" otherwise

:= chk "VERIFICA PANDEO LATERAL"=

Se verificará que : σ < q . σbd

σmax maxσ fqfc

σwqw

,σrqr

,⎛⎜⎜⎝

⎞⎟⎟⎠

:= σmax 1069kgf

cm2=

chk "VERIFICA RESISTENCIA" σmax σbd≤if

"NO VERIFICA RESISTENCIA" otherwise

:= chk "VERIFICA RESISTENCIA"=

2.4.6) VERIFICACION AL PANDEO LATERAL

E 2100000kgf

cm2= Módulo de elasticidad longitudinal del acero

G 810000kgf

cm2:= Módulo de elasticidad transversal del acero

F 4.34cm2= Area de la sección

e 2mm= Espesor

h 100 mm= Altura total de la sección

JzcJy2

:= Jzc 7.49cm4=

Pág. 14


chk "VERIFICA DEFORMACIONES"=chk "VERIFICA DEFORMACIONES" f fmax≤if


:=

fmax 18 mm=fmax3.60m200

:=

Deformación máxima en el centro de la luz para Hipótesis 2f 5mm:=

2.4.8) VERIFICACION DE DEFORMACIONES

chk "VERIFICA PANDEO LATERAL"=chk "VERIFICA PANDEO LATERAL" σc σcadm≤if


:=

σc 678kgf

cm2=σc

Mx3Wx

My3Wy

+:=

My3 8.4 kgf m⋅=My3 gxL2

8⋅:=

Mx3 69.1kgf m⋅=Mx3 PyL4⋅ gy

L2

8⋅+:=

Py 78.0kgf=Py P cos α( )⋅:=

Px 62.5kgf=Px P sin α( )⋅:=

gy 9.4kgfm

=gx 7.5kgfm

=

Se verifica la situación de una persona parada en el centro de la luz.Como esquema de cálculo se considera como viga simplemente apoyada en x-x (sin tornapuntas) pero si con los flejes para el arriostramiento lateral de las alas en y-y.

2.4.7) VERIFICACION DE LA SITUACION DE MONTAJE (HIP. 3)

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Puerto Cerealero LARGUEROS Celda

ESQUEMA DE CALCULO :

Según X-X (Eje fuerte) : Se considera como viga de 3 tramos. Se colocan tornapuntas a 0.50m de cada apoyo.

Según Y-Y (Eje debil) : Se considera como viga simplemente apoyada.

MATERIALES :

PERFILES DE CHAPA GALVANIZADOS CONFORMADOS EN FRIO ---> ACERO F24

SECCION DE LOS ELEMENTOS :

CORREAS : C120x50x15x2.0

3.3) CALCULO DE SOLICITACIONES

Se analizan los casos más desfavorables:

- HIP1 = PP + WS

- HIP2 = PP + WP

3.2) COMBINACIONES DE CARGAS

ws 128kgfm

=ws 0.72qzbmax

Cdb⋅ a⋅:=VIENTO SUCCION MAXIMO :

wp 177kgfm

=wp 1.0qzbmax

Cdb⋅ a⋅:=VIENTO PRESION MAXIMO :

gx 11kgfm

=gx gp gch+:=CARGA PERMANENTE :

gch 6.0kgfm

=gch 5.0kgf

m2a⋅:=CHAPA DE TECHO :

gp 5.0kgfm

:=PESO PROPIO LARGUERO :

Cdb 0.86:=Coeficientes de simultaneidad :

qzbmax 127kgf

m2:=qzbmin 102

kgf

m2:=Viento Longitudinal :

L 5.80m:=Longitud de largueros :

a 1.20m:=Separación entre largueros :

3.1) ANALISIS DE CARGA

3. CALCULO DE LARGUEROS

Pág. 16


(Reacción en tornapuntas - Esfuerzo normal de tracción en correas)R1 559 kgf⋅:=

(Momento en posición de tornapuntas)My1 6.5kgf m⋅:=Mx1 177kgf m⋅:=

qy 128kgfm

=qy ws:=

qx 11kgfm

=qx gx:=

3.1. HIPOTESIS 1 : PP + WS

Wy 4.7 cm3=Wy

Jyb xG−

:=Wx 17.6cm3=Wx

Jx0.50 h⋅

:=

iy 1.8 cm=iyJyF

:=ix 4.7 cm=ixJxF

:=

Jy 15.95cm4:=Jx 105.80cm4

:=

xG 1.59cm:=

F 4.74cm2:=

(Radio exterior)r 4.0 mm=r 2e:=

e 2.0mm:=d 15mm:=

b 50mm:=h 120mm:=

PROPIEDADES DE LA SECCION ADOPTADA :

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τadm 866kgf

cm2=

Modulo de Elasticidad : E 2100000kgf

cm2:=

3.4.2) DETERMINACION DEL ANCHO DE CALCULO

ALAS

Bfb 2r−

e:= Bf 21= Bmax 60:=

chk "VERIFICA" Bf Bmax≤if


:= chk "VERIFICA"=

ALMA

Bwh 2r−

e:= Bw 56= Bmax 500:=

chk "VERIFICA" Bw Bmax≤if


:= chk "VERIFICA"=

RIGIDIZADOR

Brd r−

e:= Br 5.5= Bmax 60:=

3.2. HIPOTESIS 2 : PP + WP

qx gx:= qx 11kgfm

=

qy wp:= qy 177kgfm

=

Mx2 144kgf m⋅:= My2 6.5kgf m⋅:= (Momento en posición de tornapuntas)

R2 773kgf:= (Reacción en tornapuntas - Esfuerzo normal de compresión en correas)



De acuerdo al Reglamento CIRSOC 303, se puede adoptar para cualquier tipo de estructura liviana:

Coeficiente de seguridad : γ 1.6:=

Tensión de Fluencia del Acero F24 : σF24 2400kgf

cm2:=

Tensión Normal Admisible Acero F24 : σadmσF24γ

:= σadm 1500kgf

cm2=

Tensión Tangencial Admisible Acero F24 : τadmσadm

3:=

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chk "ALMA EFECTIVA"=

ALAS

σMxWx

MyWy

+NF

+=

σ fMx2Wx

My2Jy

xG r−( )⋅+R2F

+:= σ f 1028kgf

cm2=

gEσ f

:= g 45.2=

Rf 0:=

Bef 1.30g Rf+:= Bef 58.8=

chk "ALA EFECTIVA" Bf Bef≤if

"ALA NO EFECTIVA" otherwise

:= chk "ALA EFECTIVA"=

RIGIDIZADOR

σrMx2Jx

h 2 r⋅−( )2

⋅My2Jy

b xG−( )⋅+R2F

+:= σr 1064kgf

cm2=

gEσr

:= g 44.4=

chk "VERIFICA" Br Bmax≤if


:= chk "VERIFICA"=

Jmin max 2Bf 13−( ) e4⋅ 9e4

,⎡⎣

⎤⎦:= Jmin 0.0464 cm4

=

Jrd r−( )3 e⋅

12:= Jr 0.0222 cm4

=

chk "RIGIDIZA" Jr Jmin>if

"NO RIGIDIZA" otherwise

:= chk "NO RIGIDIZA"=

3.4.3) DETERMINACION DEL ANCHO DE EFECTIVO

ALMA

σwMx2Jx

h 2r−( )2

⋅My2Jy

xG⋅+R2F

+:= σw 990kgf

cm2=

gEσw

:= g 46.1=

Rf 0:=

Bew 1.30g Rf+:= Bew 59.9=

chk "ALMA EFECTIVA" Bw Bew≤if

"ALMA NO EFECTIVA" otherwise

:=

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Area de la secciónF 4.74cm2=

Módulo de elasticidad transversal del aceroG 810000kgf

cm2:=

Módulo de elasticidad longitudinal del aceroE 2100000kgf

cm2=

3.4.6) VERIFICACION AL PANDEO LATERAL

chk "VERIFICA RESISTENCIA"=chk "VERIFICA RESISTENCIA" σmax σadm≤if

"NO VERIFICA RESISTENCIA" otherwise

:=

σmax 1064kgf

cm2=σmax max

σ fqf

σwqw

,σrqr

,⎛⎜⎜⎝

⎞⎟⎟⎠

:=

Se verificará que : σmax < q . σadm σadm 1500kgf

cm2=

3.4.5) VERIFICACION DE TENSIONES ADMISIBLES

qr 1.00=qr 1.00 Br 0.37gF≤if

1.37 1 0.725BrgF

−⎛⎜⎜⎝

⎞⎟⎟⎠

⋅ 0.37gF Br< 0.84gF≤if

0.378gFBr

⎛⎜⎜⎝

⎞⎟⎟⎠

2

⋅ 0.84gF Br< 60≤if

:=

gF 29.58=gFE

σF24:=

RIGIDIZADOR

qw 1.00:=ALMA

qf 1.00:=

ALAS

3.4.4) MINORACION DE TENSIONES ADMISIBLES

chk "RIGIDIZADOR EFECTIVO"=chk "RIGIDIZADOR EFECTIVO" Br Ber≤if

"RIGIDIZADOR NO EFECTIVO" otherwise

:=

Ber 57.7=Ber 1.30g Rr+:=

Rr 0:=

Pág. 20


chk "VERFICA DEFORMACIONES"=chk "VERFICA DEFORMACIONES" fy fmax≤if


:=

fmax 1.93cm=fmaxL

300:=

fy 0.80cm:=


chk "VERIFICA PANDEO LATERAL"=chk "VERIFICA PANDEO LATERAL" σc σc adm≤if


:=

σc 803kgf

cm2=σc

119kgf m⋅Wx

11.5kgf m⋅Wy

+R1F

−:=

σcadm 820kgf

cm2=σcadm σbe σ t+ σbe 0.50 σadm σ t−( )≤if

σadm0.25 σadm σ t−( )2⋅

σbe− otherwise

:=

σ t 126kgf

cm2=σ t

0.174 G⋅ F⋅ e2⋅ Cb⋅

h Wx⋅:=

σbe 694kgf

cm2=σbe

5.12 E⋅ h⋅ Jzc⋅ Cb⋅

Lb2 Wx⋅:=

Longitud no arriostrada de la vigaLb 2.9 m=LbL2

:=

Coeficiente de flexión (Conservativamente puede tomarse Cb = 1)Cb 1:=

Módulo resistente de la sección completa respecto del eje x-xWx 17.63 cm3=

Momento de inercia de la parte comprimida de la sección, respecto a un eje que pase por el centro de gravedad de la parte comprimida y sea paralelo al alma de la viga.

Jzc 7.97cm4=Jzc

Jy2

:=

Altura total de la secciónh 120 mm=

Espesor e 2.0 mm=

Pág. 21

Puerto Cerealero CABRIADA Celda

sep 6.00m:=Separación entre cabriadas :

L 32.0m=Lb

2 cos α( )⋅:=Longitud de la viga :

α 38.7deg:=Inclinación de la cabriada :

b 50.00m:=Ancho total de la cabriada :

h 1.40m:=Altura de la viga :

H 20.00m:=Altura de la cabriada :

4.1) GEOMETRIA DE LA CELDA :

4. CALCULO DE LA CABRIADA PRINCIPAL

Pág. 23


4.2.3) VIENTO TRANSVERSAL

Lr 65 kgf=Lr 10kgf

m2

b2

⋅sepN

⋅:=Cubierta inclinada α = 38.7º :

4.2.2) SOBRECARGA DE TECHO

(Nota: Ver resultado en Item 3.2.6)Rp 500kgf:=Péndola :

gc 30 kgf=gc 5kgfm

sep⋅:=Correas :

gt 42 kgf=gt 5kgf

m2

sep L⋅N

⋅:=Techo Chapa T101 :

g 56 kgf=g 80kgfm

L2N

⋅:=Viga Reticulada : (Aplicado en nodos de cordón sup. e inf.)

4.2.1) PESO PROPIO

N 23=NLh

:=Cantidad de nodos en el cordón superior :

Para el análisis de la siguiente viga reticulada se consideran todas las cargas actuantes aplicadas en los nodos, de manera de materializar el comportamiento de un reticulado.

4.2) ANALISIS DE CARGA :

Pág. 24


4.2.5) VIENTO LONGITUDINAL

Nota : Para obtener las fuerzas en los nudos se multiplicaron las presiones por la separacón entre cabriadas (6.00m) y por la separación entre nudos (1.40m).

4.2.6) PENDOLA

Reacción en apoyo debido a peso propio : Rp 500kgf:=

Reacción en apoyo debido a sobrecarga : Rsc 400kgf:=

Reacción en apoyo debido al Tripper : Rt 4000kgf:=

(Nota : La carga total del Tripper es de 10 ton y un largo de 8.00m aprox. Considerando el Tripper ubicado entre 2 cabriadas de separación de 6.00m la carga actuante será de 8 ton aprox.)

Pág. 25


4.3) COMBINACIONES DE CARGA :

CARGAS :

- pp : PESO PROPIO- Lr : SOBRECARGA DE CUBIERTA- sc : SOBRECARGA DE PENDOLA (Material y pasarelas)- tr : SOBRECARGA DE TRIPPER- wp : VIENTO TRANSVERSAL MAXIMA PRESION- ws : VIENTO TRANSVERSAL MAXIMA SUCCION- wl : VIENTO LONGITUDINAL MAXIMA SUCCION

ESTADOS DE CARGA :

- E1 : pp + Lr + sc + tr- E2 : pp + wp- E3 : pp + ws- E4 : pp + wl- E5 : pp + 0.60wp + 0.50Lr + 0.75sc + 0.75tr- E6 : pp + 0.60ws + 0.50Lr + 0.75sc + 0.75tr

COEFICIENTES ADOPTADOS :

Para las combinaciones que incluyen el viento y la sobrecarga viva se semilla se adoptó el 75% de la sobrecarga por considerar que cuando la cinta está cargada, las pasarelas no tendrán el máximo de la carga, y viceversa. Además el tripper es una carga móvil. En cuanto al viento se adoptó el 75% de la velocidad de referencia, que elevado al cuadrado da 56%, y redondea a 60%.Para la sobrecarga de cubierta se adoptó un coeficiente menor del 50% dado que en ambos estados del viento la cubierta presenta succión.

Pág. 26


4.4) MODELO DE CALCULO :

Para el cálculo de la cabriada se utilizó el esquema de arco triarticulado con apoyos fijos en sus extremos y articulación en la clave. En los nodos indicados en el esquema se aplicaron las cargas de la péndola.

Con el programa de cálculo RAM Advance se obtuvieron las solicitaciones de primer orden, que luego en el dimensionamiento se afectan por el coeficiente de pandeo ( ω) considerando de esta forma los efectos de segundo orden. Además se obtienen los desplazamiento máximos de la viga para verificar el estado de servicio.

A continuación se detallan las máximas solicitaciones para cada elemento estructural y los desplazamientos máximos. La corrida del programa y gráficos significativos se adjuntan en el anexo.

Los elementos a dimensionar son:1) CORDON SUPERIOR.2) CORDON INFERIOR.3) DIAGONALES.

Para los cordones se utilizaron perfiles U de chapa plegada. Dado que por la longitud de la viga se requerirá de la unión de los mismos se optó por cambiar de espesor en función de los esfuerzos obtenidos según el programa, manteniendo el largo de alas y alma.

Para las diagonales se utilizaron perfiles ángulos simples a cada lado del cordón.

Pág. 27


U 250x100x7.9

imin 3.04cm:= F7.9 33.50cm2:=

λh

imin:= λ 46= ω 1.36:=

Nc7.9σadm F7.9⋅

ω−:= Nc7.9 42.23− t=

Nt7.9 σadm F7.9⋅:= Nt7.9 57.43 t=

U 250x100x6.4

imin 3.06cm:= F6.4 27.45cm2:=

λh

imin:= λ 46= ω 1.36:=

Nc6.4σadm F6.4⋅

ω−:= Nc6.4 34.60− t=

Nt6.4 σadm F6.4⋅:= Nt6.4 47.06 t=



De acuerdo al reglamento CIRSOC 301 corresponde adoptar :

Clase por destino : CRecaudo Constructivo : ICoeficiente de seguridad para cargas P: γ 1.40:=

De esta manera, las tensiones admisibles quedan :

σF24 2400kgf

cm2:=

σadmσF24

γ:= σadm 1714

kgf

cm2=

4.5.2) CAPACIDAD RESISTENTE MAXIMA PARA CORDONES

h 1400 mm=

U 250x100x9.5

imin 3.02cm:= F9.5 39.78cm2:=

λh

imin:= λ 46= ω 1.36:=

Nc9.5σadm F9.5⋅

ω−:= Nc9.5 50.14− t=

Nt9.5 σadm F9.5⋅:= Nt9.5 68.19 t=

Pág. 28


Ncmax 25.67− t:= Ntmax 36.87t:= Se adopta U 250x100x6.4

TRAMO 2

L2 8 1400⋅ mm:= L2 11200 mm=


TRAMO 3

L3 6 1400⋅ mm 2373mm+:= L3 10773 mm=


4.5.5) CAPACIDAD RESISTENTE MAXIMA PARA DIAGONALES

Ld 1565mm:=

L 57x6.4 (2 1/4 x 1/4)

imin 1.08cm:= F57 6.96cm2:=

λLd

imin:= λ 145= ω 4.06:=

4.5.3) CORDON SUPERIOR

TRAMO 1

L1 7 1400⋅ mm:= L1 9800 mm=


TRAMO 2

L2 8 1400⋅ mm:= L2 11200 mm=


TRAMO 3

L3 6 1400⋅ mm 1216mm+:= L3 9616 mm=


4.5.4) CORDON INFERIOR

TRAMO 1

L1 1565mm 7 1400⋅ mm+:= L1 11365 mm=

Pág. 29


Nc76 6.74− t=

Nt76 σadm F76⋅:= Nt76 16.17 t=

4.5.6) DIAGONALES

TRAMO 1

Corresponde a los primeros 4 campos

Ncmax8.19− t2

:= Ncmax 4.09− t= Se adopta L 64x6.4

TRAMO 2

Corresponde a los siguientes 14 campos

Ncmax5.45− t2


TRAMO 3

Corresponde a los ultimos 3 campos

Ncmax9.90− t2


Nc57σadm F57⋅

ω−:= Nc57 2.94− t=

Nt57 σadm F57⋅:= Nt57 11.93 t=

L 64x6.4 (2 1/2 x 1/4)

imin 1.21cm:= F64 7.87cm2:=

λLd

imin:= λ 129= ω 3.21:=

Nc64σadm F64⋅

ω−:= Nc64 4.20− t=

Nt64 σadm F64⋅:= Nt64 13.49 t=

L 76x6.4 (3x1/4)

imin 1.44cm:= F76 9.43cm2:=

λLd

imin:= λ 109= ω 2.40:=

Nc76σadm F76⋅

ω−:=

Pág. 30



fx 6.8cm:= fy 9.8cm:=

f fx2 fy

2+:= f 11.9cm=

L 32.03 m=

fmaxL

250:= fmax 12.8cm=

chk "VERFICA DEFORMACIONES" f fmax≤if


:= chk "VERFICA DEFORMACIONES"=

Pág. 31

Puerto Cerealero FRONTIS Celda

5. CALCULO DEL FRONTIS

5.1) GEOMETRIA DEL FRONTIS :

Pág. 32


Ancho de influencia

qzbmin 102kgf

m2:= qzbmax 127

kgf

m2:= Cd 0.86:=

Análisis de carga :

pp 45kgfm

20kgfm

2⋅+:= pp 85kgfm

= Peso propio perfil, largueros y chapa

wpmin 1.00qzbmin

Cd⋅ a⋅:= wpmin 700

kgfm

= Viento Presión para H < 10m

wpmax 1.00qzbmax

Cd⋅ a⋅:= wpmax 871

kgfm

= Viento Presión para H = L

wsmin 0.73−qzbmin

Cd⋅ a⋅:= wsmin 511−

kgfm

= Viento Succión para H < 10m

wsmax 0.73−qzbmax

Cd⋅ a⋅:= wsmax 636−

kgfm

= Viento Succión para H = L

5.2) DIMENSIONAMENTO :



Clase por destino : CRecaudo Constructivo : ICoeficiente de seguridad para cargas P: γ 1.40:=


σF24 2400kgf

cm2:=

σadmF24σF24γ

:= σadmF24 1714kgf

cm2=

σF36 3600kgf

cm2:= σadmF36

σF36γ

:= σadmF36 2571kgf

cm2=

τadmF24σadmF24

3:= τadmF24 990

kgf

cm2=

τadmF36σadmF36

3:= τadmF36 1485

kgf

cm2=

5.2.2) PARANTE - P1

L 17.50m:= Longitud del parante

a 5.90m:=

Pág. 33


ω 4.17:=

σs ωNF

⋅MsWx

+:= σs 1936kgf

cm2=

σmax max σp σs,( ):=

chk "VERFICA FLEXION-COMPRESION" σmax σadmF36≤if


:=

chk "VERFICA FLEXION-COMPRESION"=

5.2.3) PARANTE - P2

L 13.10m:= Longitud del parante

a 5.50m:= Ancho de influencia

qzbmin 102kgf

m2:= qzbmax 127

kgf

m2:= Cd 0.86:=

Análisis de carga :

pp 45kgfm

20kgfm

2⋅+:= pp 85kgfm

= Peso propio perfil, largueros y chapa

wpmin 1.00qzbmin

Cd⋅ a⋅:= wpmin 652

kgfm

= Viento Presión para H < 10m

Características de la sección adoptada : W 460x60.0

F 76.2cm2:= ix 18.35cm:= Wx 1127.6cm3

:=

Solicitaciones :

N pp− L⋅:= N 1.49− t=

Mp 28.64tm:= Ms 20.91tm:=

Verificación a flexo-compresión :

E1 : Peso Propio + Viento Presión

Lp 1.20m:= λp1.0 Lp⋅

ix:= λp 7= ω 1.07:=

σp ωNF

⋅MpWx

+:= σp 2561kgf

cm2=

E2 : Peso Propio + Viento Succión

Ls L:= λs1.0 Ls⋅

ix:= λs 95=

Pág. 34


Verificación a flexo-compresión :

E1 : Peso Propio + Viento Presión

Lp 1.20m:= λp1.0 Lp⋅

ix:= λp 7= ω 1.07:=

σp ωNF

⋅MpWx

+:= σp 1940kgf

cm2=

E2 : Peso Propio + Viento Succión

Ls L:= λs1.0 Ls⋅

ix:= λs 81= ω 4.17:=

σs ωNF

⋅MsWx

+:= σs 1481kgf

cm2=

σmax max σp σs,( ):=

chk "VERFICA FLEXION-COMPRESION" σmax σadmF36≤if


:=

chk "VERFICA FLEXION-COMPRESION"=

wpmax 1.00qzbmax

Cd⋅ a⋅:= wpmax 812

kgfm

= Viento Presión para H = L

wsmin 0.73−qzbmin

Cd⋅ a⋅:= wsmin 476−

kgfm

= Viento Succión para H < 10m

wsmax 0.73−qzbmax

Cd⋅ a⋅:= wsmax 593−

kgfm

= Viento Succión para H = L

Características de la sección adoptada : W 410x46.1

F 59.2cm2:= ix 16.27cm:= Wx 778.7cm3

:=

Solicitaciones :

N pp− L⋅:= N 1.11− t=

Mp 14.95tm:= Ms 10.92tm:=

Pág. 35

Puerto Cerealero VIGA CONTRAVIENTO FRONTAL Celda

γ 1.40:=


Clase por destino : CRecaudo Constructivo : ICoeficiente de seguridad para cargas P:


6.2) DIMENSIONAMENTO :

RP4 1.04 t=RP4 wsminLP4

2⋅:=LP4 4.37m=

RP3 2.08 t=RP3 wsminLP3

2⋅:=LP3 8.75m=

RP2 3.50t:=

RP1 5.00t:=

wsmin 476kgfm

:=

6.1.2) VIENTO SUCCION

RP4 1.42 t=RP4 wpminLP4

2⋅:=LP4 4.37m:=

RP3 2.85 t=RP3 wpminLP3

2⋅:=LP3 8.75m:=

RP2 4.80t:=

RP1 6.90t:=

wpmin 652kgfm

:=

6.1.1) VIENTO PRESION

6.1) REACCIONES DE LOS PARANTES

6. VIGA CONTRAVIENTO FRONTAL

Pág. 36


F 2Fp:= F 14.68 cm2=

Jx 2Jxp:= Jx 247.3 cm4=

Jy 2 Jyp Fp b xG−( )2⋅+⎡⎣

⎤⎦⋅:= Jy 750.3 cm4

=

ixJxF

:= ix 4.10cm=

iyJyF

:= iy 7.15cm=

Verificación de la esbeltez :

Lx 3.20m:= Longitud entre tornapuntas.

Ly 3.00m:= Longitud entre flejes metálicos

λx0.80Lx

ix:= λx 62=

λy0.70Ly

iy:= λy 29=

λ max λx λy,( ):= λ 62= w 1.50:=


σF24 2400kgf

cm2:=

σadmF24σF24γ

:= σadmF24 1714kgf

cm2=

τadmF24σadmF24

3:= τadmF24 990

kgf

cm2=

6.2.2) MONTANTES

Lm 6.00m:= Longitud del montante

Características de un perfil : U 100x70x3.2

b 70mm:= d 100mm:= e 3.2mm:= xG 2.20mm:=

Fp 7.34cm2:=

Jxp 123.64cm4:= Jyp 37.75cm4

:=

Características de la sección compuesta adoptada : Cajón 140x100x3.2

B 2 b⋅:= B 140 mm=

d 100 mm= e 3.2 mm=

Pág. 37


Area del perfil

φb34

in:= Diámetro del bulón de unión

φn φb18

in+:= Diámetro del agujero

Aneta A b φn−( ) e⋅−:= Area neta del perfil Aneta 7.21cm2=

Atotal 2Aneta:= Area total de la sección adoptada Atotal 14.41 cm2=

Verificación a tracción :

N 24.51t:= Esfuerzo máximo de tracción

σN

Atotal:= σ 1701

kgf

cm2=

chk "VERFICA A TRACCION" σ σadmF24≤if


:= chk "VERFICA A TRACCION"=

chk "VERFICA ESBELTEZ MAXIMA" λ 200≤if


:= chk "VERFICA ESBELTEZ MAXIMA"=

Verificación a compresión :

N 15.92− t:= Esfuerzo máximo de compresión

σ wNF

⋅:= σ 1627kgf

cm2=

chk "VERFICA A COMPRESION" σ σadmF24≤if


:= chk "VERFICA A COMPRESION"=

6.2.3) DIAGONAL - D1

Ld 7.06m:= Longitud de la diagonal

Características de la sección adoptada : 2L 3 x 5/16" (Dispoción en T)

b 3.0in:= b 76 mm=

e5

16in:= e 7.9 mm=

A 11.49cm2:=

Pág. 38


6.2..4) DIAGONAL - D2

Ld 9.10m:= Longitud de la diagonal

Características de la sección adoptada : 2L 3 x 5/16" (Dispoción en T)

Atotal 2Aneta:= Area total de la sección adoptada Atotal 14.41 cm2=

Verificación a tracción :

N 22.32t:= Esfuerzo máximo de tracción

σN

Atotal:= σ 1549

kgf

cm2=

chk "VERFICA A TRACCION" σ σadmF24≤if


:= chk "VERFICA A TRACCION"=

Pág. 39

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