Especificaciones Técnicas para el Diseño y Construcción de ...
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ESPECIFICACIONES Y COMENTARIOS 16-
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SIMBOLOGIA ………………………………………………………………………6-2
GLOSARIO …………………………………………………………………………6-33
ESPECIFICACIONES ………………………………………………………………6-55
A. DISPOSICIONES GENERALES ……………………………………………6-57
A. ALCANCE …………………………………………………………………6-57
. Aplicaciones en Zonas de Baja Sismicidad ……………………………6-58
2. Aplicaciones en Zonas de Alta Sismicidad ……………………………6-58
3. Aplicaciones Nucleares …………………………………………………6-58
A2. REFERENCIAS: ESPECIFICACIONES, CÓDIGOS Y ESTÁNDARES …6-58
A3. MATERIAL …………………………………………………………………6-6
. Materiales para Acero Estructural ………………………………………6-6
a. Designaciones ASTM …………………………………………………6-6
1b. Acero No Identificado …………………………………………………6-62
1c. Perfiles Laminados Pesados ……………………………………………6-62
1d. Perfiles Fabricados Pesados ……………………………………………6-62
2. Aceros Fundidos y Forjados ……………………………………………6-63
3. Pernos, Golillas y Tuercas ………………………………………………6-63
4. Barras de Anclaje y Barras con Hilo …………………………………6-64
5. Metal de Aporte y Fundente para Soldaduras …………………………6-64
6. Conectores de Corte Embebidos ………………………………………6-65
A4. PLANOS DE DISEÑO Y ESPECIFICACIONES PARA
ESTRUCTURAS ……………………………………………………………6-65
B. REQUISITOS DE DISEÑO ……………………………………………………6-66
B. DISPOSICIONES GENERALES …………………………………………6-66
B2. CARGAS Y COMBINACIONES DE CARGAS …………………………6-66
B3. BASE DE DISEÑO …………………………………………………………6-66
. Resistencia Requerida …………………………………………………6-66
2. Estados Límites …………………………………………………………6-67
3. Diseño por Resistencia Usando Diseño en Base a Factores de Carga
y Resistencia (LRFD) …………………………………………………6-67
4. Diseño por Resistencia Usando Diseño en Base a Resistencias
Admisibles (ASD) ………………………………………………………6-67
5. Diseño por Estabilidad …………………………………………………6-68
6. Diseño de Conexiones …………………………………………………6-68
6a. Conexiones Simples ……………………………………………………6-68
6b. Conexiones de Momento ………………………………………………6-68
ESPECIFICACIONES Y COMENTARIOS
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16-2 ESPECIFICACIONES Y COMENTARIOS
7. Diseño para Condiciones de Servicio …………………………………6-68
8. Diseño para Prevenir la Acumulación de Agua …………………………6-69
9. Diseño a Fatiga …………………………………………………………6-69
0. Diseño para Condiciones de Incendio …………………………………6-69
. Diseño para Efectos de la Corrosión ……………………………………6-69
2. Espesor de Diseño de Secciones Tubulares (HSS) ……………………6-69
3. Determinación del Área Bruta y Área Neta ……………………………6-70
a. Área Bruta ………………………………………………………………6-70
b. Área Neta ………………………………………………………………6-70
B4. CLASIFICACIÓN DE LAS SECCIONES SEGÚN PANDEO LOCAL …6-70
. Elementos No Atiesados ………………………………………………6-7
2. Elementos Atiesados ……………………………………………………6-7
B5. FABRICACIÓN, MONTAJE Y CONTROL DE CALIDAD ………………6-74
B6. EVALUACIÓN DE ESTRUCTURAS EXISTENTES ……………………6-74
C. ANÁLISIS Y DISEÑO PARA ESTABILIDAD ………………………………6-75
C. REQUISITOS DEL DISEÑO PARA ESTABILIDAD ……………………6-75
. Requisitos Generales ……………………………………………………6-75
2. Requisitos de Diseño para la Estabilidad de los Miembros ……………6-75
3. Requisitos de Diseño para la Estabilidad del Sistema Estructural ……6-76
3a. Sistemas de Marcos Arriostrados y Muros de Corte …………………6-76
3b. Sistemas de Marcos de Momento ……………………………………6-76
3c. Sistemas de Marcos Gravitacionales …………………………………6-76
3d. Sistemas Mixtos ………………………………………………………6-76
C2. CÁLCULO DE LAS RESISTENCIAS REQUERIDAS……………………6-77
. Métodos de Análisis de Segundo Orden …………………………………6-77
a. Análisis Elástico General de Segundo Orden …………………………6-77
1b. Análisis de Segundo Orden amplificando un Análisis Elástico de
Primer Orden …………………………………………………………6-77
2. Requisitos de Diseño ……………………………………………………6-79
2a. Diseño mediante Análisis de Segundo Orden …………………………6-80
2b. Diseño mediante Análisis de Primer Orden ……………………………6-8
D. DISEÑO DE MIEMBROS EN TRACCIÓN …………………………………6-82
D. LÍMITES DE ESBELTEZ …………………………………………………6-82
D2. RESISTENCIA EN TRACCIÓN …………………………………………6-82
D3. DETERMINACION DE ÁREAS …………………………………………6-83
. Área Bruta ………………………………………………………………6-83
2. Área Neta ………………………………………………………………6-83
3. Área Neta Efectiva ……………………………………………………6-84
D4. MIEMBROS ARMADOS …………………………………………………6-84
D5. MIEMBROS CONECTADOS POR PASADORES ………………………6-86
. Resistencia en Tracción …………………………………………………6-86
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2. Requerimientos Dimensionales …………………………………………6-86
D6. BIELAS ……………………………………………………………………6-87
. Resistencia en Tracción …………………………………………………6-87
2. Requerimientos Dimensionales …………………………………………6-87
E. DISEÑO DE MIEMBROS EN COMPRESIÓN ……………………………6-88
E. DISPOSICIONES GENERALES …………………………………………6-88
E2. LÍMITES DE ESBELTEZ Y LONGITUD EFECTIVA ……………………6-88
E3. PANDEO POR FLEXIÓN DE MIEMBROS SIN ELEMENTOS
ESBELTOS …………………………………………………………………6-89
E4. RESISTENCIA A COMPRESIÓN, PANDEO TORSIONAL Y FLEXO-
… TORSIONAL DE MIEMBROS SIN ELEMENTOS ESBELTOS …………6-90
E5. ÁNGULO SIMPLE EN COMPRESIÓN …………………………………6-9
E6. MIEMBROS ARMADOS …………………………………………………6-93
. Resistencia a Compresión ………………………………………………6-93
2. Requerimientos de Dimensionamiento …………………………………6-94
E7. MIEMBROS CON ELEMENTOS ESBELTOS ……………………………6-95
. Elementos Esbeltos No Atiesados Qs …………………………………6-96
2. Elementos Esbeltos Atiesados Qa ……………………………………6-98
F. DISEÑO DE MIEMBROS EN FLEXIÓN ………………………………… 6-00
F. DISPOSICIONES GENERALES ……………………………………… 6-02
F2. MIEMBROS COMPACTOS DE SECCIÓN H DE SIMETRÍA DOBLE
Y CANALES FLECTADAS EN TORNO A SU EJE MAYOR ………… 6-03
. Fluencia ……………………………………………………………… 6-03
2. Pandeo Lateral-Torsional …………………………………………… 6-03
F3. MIEMBROS DE SECCIÓN H DE SIMETRÍA DOBLE CON ALMAS
COMPACTAS Y ALAS NO COMPACTAS O ESBELTAS FLECTADOS
EN TORNO A SU EJE MAYOR ………………………………………… 6-05
. Pandeo Lateral Torsional …………………………………………… 6-05
2. Pandeo Local Ala en Compresión …………………………………… 6-05
F4. OTROS MIEMBROS DE SECCIÓN H CON ALMAS COMPACTAS
O NO COMPACTAS FLECTADOS EN TORNO A SU EJE MAYOR … 6-06
. Fluencia del Ala en Compresión …………………………………… 6-06
2. Pandeo Lateral-Torsional …………………………………………… 6-06
3. Pandeo Local de Ala en Compresión ……………………………… 6-08
4. Fluencia del Ala en Tracción ………………………………………… 6-09
F5. MIEMBROS DE SECCIÓN H DE SIMETRIA DOBLE Y SIMPLE CON
ALMAS ESBELTAS, FLECTADOS EN TORNO A SU EJE MAYOR … 6-09
. Fluencia del Ala en Compresión …………………………………… 6-0
2. Pandeo Lateral-Torsional …………………………………………… 6-0
3. Pandeo Local de Ala en Compresión ……………………………… 6-0
4. Fluencia del Ala en Tracción ………………………………………… 6-
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16-4 ESPECIFICACIONES Y COMENTARIOS
F6. MIEMBROS DE SECCIÓN H Y CANALES FLECTADOS EN TORNO
A SU EJE MENOR ……………………………………………………… 6-
. Fluencia ……………………………………………………………… 6-
2. Pandeo Local de Ala ………………………………………………… 6-
F7. PERFILES TUBULARES CUADRADOS Y RECTANGULARES …… 6-2
. Fluencia ……………………………………………………………… 6-2
2. Pandeo Local de Ala ………………………………………………… 6-2
3. Pandeo Local de Alma ……………………………………………… 6-3
F8. PERFILES TUBULARES CIRCULARES ……………………………… 6-3
. Fluencia ……………………………………………………………… 6-3
2. Pandeo Local ………………………………………………………… 6-3
F9. SECCIONES T Y ÁNGULOS DOBLES CARGADOS EN EL PLANO
DE SIMETRIA ………………………………………………………… 6-4
. Fluencia ……………………………………………………………… 6-4
2. Pandeo Lateral-Torsional …………………………………………… 6-4
3. Pandeo Local de Alas de Sección T ………………………………… 6-4
F0. ÁNGULOS SIMPLES …………………………………………………… 6-5
. Fluencia ……………………………………………………………… 6-5
2. Pandeo Lateral-Torsional …………………………………………… 6-5
3. Pandeo Local de Ala ………………………………………………… 6-7
F. BARRAS RECTANGULARES Y CIRCULARES ……………………… 6-8
. Fluencia ……………………………………………………………… 6-8
2. Pandeo Lateral-Torsional …………………………………………… 6-8
F2. SECCIONES ASIMÉTRICAS ………………………………………… 6-8
. Fluencia ……………………………………………………………… 6-9
2. Pandeo Lateral-Torsional …………………………………………… 6-9
3. Pandeo Local ………………………………………………………… 6-9
F3. REQUISITOS DIMENSIONALES DE VIGAS ……………………… 6-9
. Reducciones por Perforaciones ……………………………………… 6-9
2. Valores Límites de las Dimensiones de Miembros con Sección H … 6-20
3. Placas de Cubierta …………………………………………………… 6-20
4. Vigas Armadas ……………………………………………………… 6-2
G. DISEÑO DE MIEMBROS EN CORTE …………………………………… 6-22
G. DISPOSICIONES GENERALES ……………………………………… 6-22
G2. MIEMBROS CON ALMAS NO ATIESADAS O ATIESADAS ……… 6-22
. Resistencia de Corte Nominal ……………………………………… 6-22
2. Atiesadores Transversales …………………………………………… 6-24
G3. CAMPO DE TRACCIONES …………………………………………… 6-24
. Límites en el Uso del Campo de Tracciones ………………………… 6-24
2. Resistencia de Corte considerando el Campo de Tracciones ……… 6-25
3. Atiesadores Transversales …………………………………………… 6-25
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G4. ÁNGULOS SIMPLES …………………………………………………… 6-26
G5. TUBOS DE SECCIÓN RECTANGULAR Y CAJÓN ………………… 6-26
G6. TUBOS REDONDOS …………………………………………………… 6-26
G7. CORTE RESPECTO DEL EJE DÉBIL EN PERFILES CON SIMETRÍA
SIMPLE Y DOBLE ……………………………………………………… 6-27
G8. VIGAS CON ABERTURAS EN EL ALMA …………………………… 6-27
H. DISEÑO DE MIEMBROS PARA SOLICITACIONES COMBINADAS Y TORSIÓN ………………………………………………………………… 6-28
H. MIEMBROS CON SIMETRÍA SIMPLE Y DOBLE SOLICITADOS A
FLEXIÓN Y CARGA AXIAL ………………………………………… 6-28
. Miembros con Simetría Doble y Simple en Flexión y Compresión … 6-28
2. Miembros con Simetría Doble y Simple en Flexión y Tracción …… 6-29
3. Miembros Laminados Compactos con Simetría Doble en Flexión
Simple y Compresión ……………………………………………… 6-30
H2. MIEMBROS ASIMÉTRICOS Y OTROS SOLICITADOS A FLEXIÓN Y
CARGA AXIAL ………………………………………………………… 6-3
H3. MIEMBROS BAJO TORSIÓN Y COMBINACIÓN DE TORSIÓN,
FLEXIÓN, CORTE Y/O CARGA AXIAL. ……………………………… 6-32
. Resistencia Torsional de Secciones Tubulares Redondas y
Rectangulares ……………………………………………………… 6-32
2. Secciones Tubulares solicitadas a Combinación de Torsión, Corte,
Flexión y Carga Axial ……………………………………………… 6-33
3. Resistencia de Miembros No Tubulares bajo Torsión y Tensiones
Combinadas ………………………………………………………… 6-34
I. DISEÑO DE MIEMBROS DE SECCIÓN COMPUESTA ……………… 6-35
I. DISPOSICIONES GENERALES ……………………………………… 6-35
. Resistencia Nominal de Secciones Compuestas …………………… 6-35
a. Método de Distribución de las Tensiones Plásticas ………………… 6-35
b. Método de Compatibilidad de las Deformaciones ………………… 6-36
2. Limitaciones del Material …………………………………………… 6-36
3. Conectores de Corte ………………………………………………… 6-36
I2. MIEMBROS CARGADOS AXIALMENTE …………………………… 6-36
. Columnas Compuestas Embebidas ………………………………… 6-37
a. Limitaciones ………………………………………………………… 6-37
b. Resistencia a Compresión …………………………………………… 6-37
c. Resistencia a Tracción ……………………………………………… 6-38
d. Resistencia a Corte ………………………………………………… 6-38
e. Transferencia de Carga ……………………………………………… 6-39
f. Requisitos de Detallamiento ………………………………………… 6-39
g. Resistencia de Conectores de Corte ………………………………… 6-40
2. Columnas Compuestas Rellenas …………………………………… 6-40
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16-6 ESPECIFICACIONES Y COMENTARIOS
2a. Límites ……………………………………………………………… 6-40
2b. Resistencia de Compresión ………………………………………… 6-40
2c. Resistencia de Tracción ……………………………………………… 6-4
2d. Resistencia a Corte ………………………………………………… 6-4
2f. Transferencia de Carga ……………………………………………… 6-4
2g. Requisitos de Detallamiento ………………………………………… 6-42
I3. MIEMBROS EN FLEXIÓN …………………………………………… 6-42
. General ……………………………………………………………… 6-42
a. Ancho Efectivo ……………………………………………………… 6-42
b. Resistencia al Corte ………………………………………………… 6-42
c. Resistencia Durante la Construcción ……………………………… 6-42
2. Vigas Compuestas con Conectores de Corte ………………………… 6-42
2a. Resistencia para Flexión Positiva …………………………………… 6-42
2b. Resistencia para Flexión Negativa ………………………………… 6-43
2c. Resistencia de Vigas Compuestas con Placas Colaborantes de Acero 6-43
2d. Conectores de Corte ………………………………………………… 6-44
3. Resistencia a Flexión de Miembros Embebidos y Miembros Rellenos
de Concreto ………………………………………………………… 6-48
I4. COMBINACIÓN DE CARGA AXIAL Y FLEXIÓN …………………… 6-49
I5. CASOS ESPECIALES ………………………………………………… 6-49
J. DISEÑO DE CONEXIONES ……………………………………………… 6-50
J. DISPOSICIONES GENERALES ……………………………………… 6-50
. Bases de Diseño …………………………………………………… 6-50
2. Conexiones Simples ………………………………………………… 6-50
3. Conexiones de Momento …………………………………………… 6-5
4. Miembros en Compresión y Juntas de Aplastamiento ……………… 6-5
5. Empalmes en Secciones Pesadas …………………………………… 6-5
6. Destaje de Vigas y Perforaciones de Acceso a la Soldadura ………… 6-52
7. Ubicación de Soldaduras y Pernos ………………………………… 6-52
8. Pernos en Combinación con Soldaduras …………………………… 6-53
9. Pernos de Alta Resistencia en Combinación con Remaches ………… 6-53
0. Limitaciones en Conexiones Apernadas y Soldadas ………………… 6-53
J2. SOLDADURAS ………………………………………………………… 6-53
. Soldaduras de Tope ………………………………………………… 6-54
a. Área Efectiva ………………………………………………………… 6-54
b. Limitaciones ………………………………………………………… 6-55
2. Soldaduras de Filete ………………………………………………… 6-56
2a. Área Efectiva ………………………………………………………… 6-56
2b. Limitaciones ………………………………………………………… 6-56
3. Soldaduras de Tapón y de Ranura ………………………………… 6-58
3a. Área Efectiva ………………………………………………………… 6-58
3b. Limitaciones ………………………………………………………… 6-58
4. Resistencia …………………………………………………………… 6-59
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ESPECIFICACIONES Y COMENTARIOS 16-7
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5. Combinación de Soldaduras ………………………………………… 6-64
6. Requisitos del Metal de Aporte ……………………………………… 6-64
7. Metal de Soldadura Mezclado ……………………………………… 6-65
J3. PERNOS Y PARTES ROSCADAS ……………………………………… 6-65
. Pernos de Alta Resistencia ………………………………………… 6-65
2. Tamaño y Uso de las Perforaciones ………………………………… 6-68
3. Espaciamiento Mínimo ……………………………………………… 6-69
4. Distancia Mínima al Borde ………………………………………… 6-69
5. Distancias a los Bordes y Espaciamiento Máximo ………………… 6-7
6. Resistencia de Tracción y Corte de Pernos y Partes Enroscadas …… 6-72
7. Combinación de Tracción y Corte en Conexiones Tipo Aplastamiento 6-72
8. Pernos de Alta Resistencia en Conexiones de Deslizamiento Crítico 6-73
9. Combinación de Tracción y Corte en Conexiones de Deslizamiento
Crítico ……………………………………………………………… 6-74
0. Resistencia de Aplastamiento de Perforaciones de Pernos ………… 6-74
. Conectores Especiales ……………………………………………… 6-75
2. Conectores de Tracción ……………………………………………… 6-75
J4. ELEMENTOS INVOLUCRADOS DE MIEMBROS Y ELEMENTOS
CONECTADOS ………………………………………………………… 6-76
. Resistencia de Elementos en Tracción ……………………………… 6-76
2. Resistencia de Elementos en Corte ………………………………… 6-76
3. Resistencia de Bloque de Corte ……………………………………… 6-77
4. Resistencia de Elementos en Compresión …………………………… 6-77
J5. PLANCHAS DE RELLENO …………………………………………… 6-77
J6. EMPALMES …………………………………………………………… 6-78
J7. RESISTENCIA DE APLASTAMIENTO ……………………………… 6-78
J8. BASES DE COLUMNAS Y APLASTAMIENTO DEL CONCRETO … 6-79
J9. BARRAS DE ANCLAJE E INSERTOS ………………………………… 6-79
J0. ALAS Y ALMAS CON CARGAS CONCENTRADAS ……………… 6-80
. Flexión Local del Ala ……………………………………………… 6-80
2. Fluencia Local del Alma …………………………………………… 6-8
3. Aplastamiento del Alma …………………………………………… 6-8
4. Pandeo Lateral del Alma …………………………………………… 6-82
5. Pandeo del Alma Comprimida ……………………………………… 6-83
6. Corte en la Zona Panel del Alma …………………………………… 6-84
7. Extremos de Vigas no Restringidos ………………………………… 6-85
8. Requisitos Adicionales para los Atiesadores para Cargas
Concentradas ………………………………………………………… 6-85
9. Requisitos Adicionales para las Planchas de Refuerzo para Cargas
Concentradas ………………………………………………………… 6-86
K. DISEÑO DE CONEXIONES DE PERFILES TUBULARES …………… 6-87
K. CARGAS CONCENTRADAS EN SECCIONES TUBULARES ……… 6-87
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16-8 ESPECIFICACIONES Y COMENTARIOS
1. Definición de Parámetros …………………………………………… 6-87
2. Límites de Aplicación ……………………………………………… 6-87
3. Carga Concentrada Distribuida Transversalmente ………………… 6-88
3a. Criterio para Tubos Redondos ……………………………………… 6-88
3b. Criterio para Tubos Rectangulares ………………………………… 6-88
4. Carga Concentrada Distribuida Longitudinalmente en el Centro del
Tubo y Actuando Perpendicularmente al Eje de la Sección ………… 6-90
4a. Criterio para Tubos Redondos ……………………………………… 6-90
4b. Criterio para Tubos Rectangulares ………………………………… 6-90
5. Carga Concentrada Distribuida Longitudinalmente en el Centro del
Tubo y Actuando Paralelamente al Eje de la Sección ……………… 6-90
6. Carga Axial Concentrada en el Extremo Tapado con Plancha de
Conexión en un Tubo Rectangular ………………………………… 6-9
K2. CONEXIONES DE TUBOS EN ENREJADOS ……………………… 6-9
1. Definición de Parámetros …………………………………………… 6-92
2. Criterio para Tubos Redondos ……………………………………… 6-93
2a. Límites de Aplicación ……………………………………………… 6-94
2b. Ramas con Cargas Axiales en Conexiones en T, Y y Cruz ………… 6-94
2c. Ramas con Cargas Axiales en Conexiones en K …………………… 6-95
3. Criterio para Tubos Rectangulares ………………………………… 6-96
3a. Límites de Aplicación ……………………………………………… 6-97
3b. Ramas con Cargas Axiales en las Conexiones en T, Y y Cruz ……… 6-97
3c. Ramas con Cargas Axiales en las Conexiones en K con
Excentricidad ………………………………………………………… 6-99
3d. Ramas con Cargas Axiales en las Conexiones en K Traslapadas …… 6-200
3e. Soldaduras de las Ramas …………………………………………… 6-20
K3. CONEXIONES DE MOMENTO TUBO-TUBO ……………………… 6-202
1. Definición de Parámetros …………………………………………… 6-202
2. Criterio para Tubos Redondos ……………………………………… 6-203
2a. Límites de Aplicación ……………………………………………… 6-203
2b. Ramas con Momentos de Flexión en el Plano en las Conexiones en
T, Y y Cruz ………………………………………………………… 6-204
2c. Ramas con Momentos de Flexión fuera del Plano en las Conexiones
en T, Y y Cruz ……………………………………………………… 6-204
2d. Ramas con Combinación de Momento de Flexión y Carga Axial en
las Conexiones en T, Y y Cruz ……………………………………… 6-205
3. Criterio para Tubos Rectangulares ………………………………… 6-205
3a. Límites de Aplicación ……………………………………………… 6-206
3b. Ramas con Momentos de Flexión en el Plano en las Conexiones en
T y Cruz ……………………………………………………………… 6-207
3c. Ramas con Momentos de Flexión fuera del Plano en las Conexiones
en T y en Cruz ……………………………………………………… 6-207
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ESPECIFICACIONES Y COMENTARIOS 16-9
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3d. Ramas con Combinación de Momento de Flexión y Carga Axial en
las Conexiones en T y en Cruz ……………………………………… 6-208
L. DISEÑO PARA ESTADOS LÍMITE DE SERVICIO …………………… 6-20
L. DISPOSICIONES GENERALES ……………………………………… 6-20
L2. CONTRAFLECHA ……………………………………………………… 6-20
L3. DEFORMACIONES …………………………………………………… 6-2
L4. DESPLAZAMIENTOS LATERALES RELATIVOS …………………… 6-2
L5. VIBRACIÓN …………………………………………………………… 6-2
L6. MOVIMIENTO INDUCIDO POR VIENTO …………………………… 6-2
L7. DILATACION Y CONTRACCIÓN ……………………………………… 6-2
L.8 DESLIZAMIENTO EN LAS CONEXIONES …………………………… 6-2
M. FABRICACIÓN, MONTAJE Y CONTROL DE CALIDAD …………… 6-22
M. PLANOS DE TALLER Y DE MONTAJE ……………………………… 6-22
M2. FABRICACIÓN ………………………………………………………… 6-22
1. Contraflecha, Curvado y Enderezado ……………………………… 6-22
2. Corte Térmico ……………………………………………………… 6-22
3. Cepillado de los Bordes …………………………………………… 6-23
4. Construcción Soldada ……………………………………………… 6-23
5. Construcción Apernada ……………………………………………… 6-23
6. Uniones de Compresión …………………………………………… 6-24
7. Tolerancias Dimensionales ………………………………………… 6-24
8. Terminación de las Bases de Columna ……………………………… 6-24
9. Agujeros para Barras de Anclaje …………………………………… 6-24
0. Agujeros de Drenaje ………………………………………………… 6-25
. Requisitos para Miembros Galvanizados …………………………… 6-25
M3. PINTURA DE TALLER ………………………………………………… 6-25
. Requisitos Generales ………………………………………………… 6-25
2. Superficies Inaccesibles …………………………………………… 6-25
3. Superficies de Contacto ……………………………………………… 6-25
4. Superficies Terminadas ……………………………………………… 6-25
5. Superficies Adyacentes a Soldaduras en Terreno …………………… 6-25
M4. MONTAJE ……………………………………………………………… 6-26
. Alineación de las Bases de Columna ……………………………… 6-26
2. Arriostramientos …………………………………………………… 6-26
3. Alineación ………………………………………………………… 6-26
4. Ajuste de las Uniones de Compresión y Planchas de Base ………… 6-26
5. Soldadura en Terreno ……………………………………………… 6-26
6. Pintura de Terreno …………………………………………………… 6-26
7. Conexiones en Terreno ……………………………………………… 6-27
M5. CONTROL DE CALIDAD ……………………………………………… 6-27
. Cooperación ………………………………………………………… 6-27
2. Rechazos ……………………………………………………………… 6-27
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16-0 ESPECIFICACIONES Y COMENTARIOS
3. Inspección de Soldaduras …………………………………………… 6-27
4. Inspección de Conexiones de Deslizamiento Crítico con Pernos de
Alta Resistencia ……………………………………………………… 6-27
5. Identificación del Acero …………………………………………… 6-28
ANEXO 1. ANÁLISIS INELÁSTICO Y DISEÑO …………………………… 6-29
.. DISPOSICIONES GENERALES ……………………………………… 6-29
.2. MATERIALES …………………………………………………………… 6-29
.3. REDISTRIBUCIÓN DE MOMENTOS ………………………………… 6-29
.4 PANDEO LOCAL ……………………………………………………… 6-220
.5. ESTABILIDAD Y EFECTOS DE SEGUNDO ORDEN ……………… 6-22
. Marcos Arriostrados ………………………………………………… 6-22
2. Marcos de Momento ………………………………………………… 6-22
.6. COLUMNAS Y OTROS MIEMBROS EN COMPRESIÓN …………… 6-22
.7. VIGAS Y OTROS MIEMBROS EN FLEXIÓN ………………………… 6-222
.8. MIEMBROS BAJO FUERZAS COMBINADAS ……………………… 6-222
.9. CONEXIONES ………………………………………………………… 6-222
ANEXO 2. DISEÑO PARA EMPOZAMIENTO ……………………………… 6-223
2.. DISEÑO SIMPLIFICADO PARA EMPOZAMIENTO ………………… 6-223
2.2. DISEÑO MEJORADO PARA EMPOZAMIENTO …………………… 6-224
ANEXO 3. DISEÑO POR FATIGA …………………………………………… 6-227
3.. GENERAL ……………………………………………………………… 6-227
3.2. CÁLCULO DE LAS TENSIONES MÁXIMAS Y LOS RANGOS DE
TENSIONES …………………………………………………………… 6-228
3.3. RANGO DE TENSIONES DE DISEÑO ……………………………… 6-228
3.4. PERNOS Y PARTES ROSCADAS ……………………………………… 6-23
3.5. REQUISITOS ESPECIALES DE FABRICACIÓN Y MONTAJE ……… 6-232
ANEXO 4. DISEÑO ESTRUCTURAL PARA LA CONDICIÓN DE FUEGO 6-247
4.. DISPOSICIONES GENERALES ……………………………………… 6-247
4... Objetivo de Desempeño ……………………………………… 6-248
4..2. Diseño mediante Análisis de Ingeniería ……………………… 6-249
4.1.3. Diseño por Ensayos de Calificación …………………………… 6-249
4..4. Combinaciones de Carga y Resistencia Requerida …………… 6-249
4.2. DISEÑO ESTRUCTURAL POR ANÁLISIS PARA LA CONDICIÓN
DE FUEGO ……………………………………………………………… 6-249
4.2.. Incendio de Diseño …………………………………………… 6-249
4.2.. Fuego Localizado ……………………………………………… 6-250
4.2..2. Incendio en Sector Post-Ignición ……………………………… 6-250
4.2..3. Incendios Exteriores …………………………………………… 6-250
4.2..4. Duración del Incendio ………………………………………… 6-250
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ESPECIFICACIONES Y COMENTARIOS 16-
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4.2..5. Sistemas de Protección Activa Contra el Fuego ……………… 6-250
4.2.2. Temperaturas en Sistemas Estructurales Bajo Condiciones de
Incendio ……………………………………………………… 6-25
4.2.3. Resistencias de los Materiales a Temperaturas Elevadas ……… 6-25
4.2.3.. Elongación Térmica …………………………………………… 6-25
4.2.3.2 Propiedades Mecánicas a Temperaturas Elevadas …………… 6-252
4.2.4. Requisitos de Diseño Estructural ……………………………… 6-253
4.2.4. Integridad Estructural General ………………………………… 6-253
4.2.4.2. Requisitos de Resistencia y Límites de Deformación ………… 6-253
4.2.4.3. Métodos de Análisis …………………………………………… 6-253
4.2.4.3a. Métodos Avanzados de Análisis ……………………………… 6-253
4.2.4.3b. Métodos Simples de Análisis ………………………………… 6-254
() Miembros en Tracción ………………………………………… 6-254
(2) Miembros en Compresión …………………………………… 6-254
(3) Miembros en Flexión ………………………………………… 6-254
(4) Miembros de Piso Compuestos ……………………………… 6-254
4.2.4.4. Resistencia de Diseño ………………………………………… 6-255
4.3. DISEÑO POR ENSAYOS DE CALIFICACIÓN ……………………… 6-255
4.3.1. Estándares de Calificación …………………………………… 6-255
4.3.2. Construcción Restringida ……………………………………… 6-255
4.3.3. Construcción No Restringida ………………………………… 6-255
ANEXO 5. EVALUACIÓN DE ESTRUCTURAS EXISTENTES …………… 6-256
5.. DISPOSICIONES GENERALES ……………………………………… 6-256
5.2. PROPIEDADES DE LOS MATERIALES ……………………………… 6-256
. Determinación de los Ensayos Requeridos ………………………… 6-256
2. Propiedades de Tensión ……………………………………………… 6-256
3. Composición Química ……………………………………………… 6-257
4. Tenacidad del Metal Base …………………………………………… 6-257
5. Metal de Soldadura ………………………………………………… 6-257
6. Pernos y Remaches ………………………………………………… 6-257
5.3 EVALUACIÓN MEDIANTE ANÁLISIS ESTRUCTURAL …………… 6-257
. Datos Geométricos ………………………………………………… 6-257
2. Evaluación de Resistencia …………………………………………… 6-258
3. Evaluación de Servicio ……………………………………………… 6-258
5.4 EVALUACIÓN MEDIANTE ENSAYOS DE CARGA ………………… 6-258
. Determinación de la Intensidad de las Cargas mediante Ensayos … 6-258
2. Evaluación de la Serviciabilidad …………………………………… 6-259
5.5 INFORME DE EVALUACIÓN ………………………………………… 6-259
ANEXO 6. ARRIOSTRAMIENTOS PARA LA ESTABILIDAD DE COLUMNAS Y VIGAS …………………………………………… 6-260
6.. DISPOSICIONES GENERALES ……………………………………… 6-260
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-2 ESPECIFICACIONES Y COMENTARIOS
6.2. COLUMNAS …………………………………………………………… 6-260
. Arriostramiento Relativo …………………………………………… 6-26
2. Arriostramiento Nodal ……………………………………………… 6-26
6.3. VIGAS ………………………………………………………………… 6-262
. Arriostramiento Lateral ……………………………………………… 6-262
a. Arriostramiento Relativo …………………………………………… 6-262
b. Arriostramiento Nodal ……………………………………………… 6-263
2. Arriostramiento Torsional …………………………………………… 6-263
2a. Arriostramiento Nodal ……………………………………………… 6-263
2b. Arriostramiento Torsional Continuo ………………………………… 6-265
ANEXO 7. MÉTODO DIRECTO DE ANÁLISIS ……………………………… 6-266
7.. REQUISITOS GENERALES ………………………………………… 6-266
7.2. CARGAS FICTICIAS ………………………………………………… 6-266
7.3. LIMITACIONES DE DISEÑO-ANÁLISIS …………………………… 6-266
COMENTARIOS ………………………………………………………………… 6-269
A. DISPOSICIONES GENERALES ………………………………………… 6-27
A. ALCANCE ……………………………………………………………… 6-27
A2. REFERENCIAS: ESPECIFICACIONES, CODIGOS Y ESTANDARES 6-272
A3. MATERIAL ……………………………………………………………… 6-272
. Materiales para Acero Estructural …………………………………… 6-272
a. Designaciones ASTM ……………………………………………… 6-272
1c. Perfiles Laminados Pesados ………………………………………… 6-275
2. Aceros Fundidos y Forjados ………………………………………… 6-276
3. Pernos, Golillas y Tuercas …………………………………………… 6-276
4. Barras de Anclaje y Barras con Hilo ……………………………… 6-276
5. Metal de Aporte y Fundente ………………………………………… 6-276
A4. PLANOS DE DISEÑO Y ESPECIFICACIONES PARA ESTRUCTURAS 6-277
B. REQUISITOS DE DISEÑO ………………………………………………… 6-278
B. DISPOSICIONES GENERALES ……………………………………… 6-278
B2. CARGAS Y COMBINACIONES DE CARGAS ……………………… 6-279
B3. BASES DE DISEÑO …………………………………………………… 6-28
. Resistencia Requerida ……………………………………………… 6-28
2. Estados Límite ……………………………………………………… 6-282
3. Diseño por Resistencia Usando Diseño en Base a Factores de Carga y
Resistencia (LRFD) ………………………………………………… 6-282
4 . Diseño por Resistencia Usando Diseño en Base a Resistencias
Admisibles (ASD) …………………………………………………… 6-285
5. Diseño por Estabilidad ……………………………………………… 6-286
6. Diseño de Conexiones ……………………………………………… 6-286
7. Diseño para Condiciones de Servicio ……………………………… 6-290
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES Y COMENTARIOS 16-3
PAR
TE
16
8. Diseño para Acumulación de Agua ………………………………… 6-290
9. Diseño para Fatiga …………………………………………………… 6-290
0. Diseño para Condiciones de Incendio ……………………………… 6-29
. Diseño para Efectos de la Corrosión ………………………………… 6-29
2. Espesor de Diseño de Secciones Tubulares (HSS) ………………… 6-292
B4. CLASIFICACIÓN DE LAS SECCIONES SEGÚN PANDEO LOCAL 6-292
B5. FABRICACIÓN, MONTAJE Y CONTROL DE CALIDAD …………… 6-295
B6. EVALUACIÓN DE ESTRUCTURAS EXISTENTES ………………… 6-295
C. ANÁLISIS Y DISEÑO PARA ESTABILIDAD …………………………… 6-296
C. REQUISITOS DEL DISEÑO PARA ESTABILIDAD ………………… 6-296
. Requisitos Generales …………………………………………………… 6-296
2. Requisitos de Diseño para la Estabilidad de los Elementos …………… 6-297
3. Requisitos de Diseño para la Estabilidad del Sistema Estructural ……… 6-298
3a. Sistemas de Marcos Arriostrados y Muros de Corte …………………… 6-298
3b. Sistemas de Marcos Rígidos …………………………………………… 6-298
3c. Sistemas de Marcos Gravitacionales ……………………………… 6-298
3d. Sistemas Mixtos …………………………………………………… 6-298
C2. CÁLCULO DE LAS RESISTENCIAS REQUERIDAS………………… 6-299
. Métodos de Análisis de Segundo Orden …………………………… 6-299
a. Análisis Elástico General de Segundo Orden ……………………… 6-300
1b. Análisis de Segundo Orden Simplificado, mediante Amplificación de un
Análisis Elástico de Primer Orden ………………………………… 6-30
2. Requisitos de Diseño ………………………………………………… 6-305
2a. Diseño mediante Análisis de Segundo Orden ……………………… 6-307
2b. Diseño mediante Análisis de Primer Orden ………………………… 6-308
D. DISEÑO DE MIEMBROS EN TRACCIÓN ……………………………… 6-320
D. LÍMITES DE ESBELTEZ ……………………………………………… 6-320
D2. RESISTENCIA EN TRACCIÓN ……………………………………… 6-320
D3. DETERMINACIÓN DE ÁREAS ……………………………………… 6-32
. Área Bruta ………………………………………………………… 6-32
2. Área Neta …………………………………………………………… 6-32
3. Área Neta Efectiva ………………………………………………… 6-32
D4. MIEMBROS ARMADOS ……………………………………………… 6-324
D5. MIEMBROS CONECTADOS POR PASADORES …………………… 6-324
Resistencia en Tracción ……………………………………………… 6-324
2 Requisitos Dimensionales …………………………………………… 6-324
D6. BIELAS ………………………………………………………………… 6-325
Resistencia en Tracción ……………………………………………… 6-325
2 Requisitos Dimensionales …………………………………………… 6-326
E. DISEÑO DE MIEMBROS EN COMPRESIÓN ………………………… 6-327
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-4 ESPECIFICACIONES Y COMENTARIOS
E. DISPOSICIONES GENERALES ……………………………………… 6-327
E2. LÍMITES DE ESBELTEZ Y LONGITUD EFECTIVA ………………… 6-328
E3. PANDEO POR FLEXIÓN DE MIEMBROS SIN ELEMENTOS ESBELTOS 6-329
E4. RESISTENCIA A COMPRESIÓN POR PANDEO TORSIONAL Y
FLEXO-TORSIONAL DE MIEMBROS SIN ELEMENTOS ESBELTOS … 6-33
E5. ÁNGULO SIMPLE EN COMPRESIÓN ……………………………… 6-332
E6. MIEMBROS ARMADOS ……………………………………………… 6-333
Resistencia a Compresión …………………………………………… 6-333
2 Requisitos Dimensionales …………………………………………… 6-334
E7. MIEMBROS CON ELEMENTOS ESBELTOS ………………………… 6-334
Elementos Esbeltos No Atiesados, Qs ……………………………… 6-335
2 Elementos Esbeltos Atiesados, Qa …………………………………… 6-337
F. DISEÑO DE MIEMBROS EN FLEXIÓN ………………………………… 6-339
F. DISPOSICIONES GENERALES ……………………………………… 6-339
F2. MIEMBROS COMPACTOS DE SECCIÓN H DOBLEMENTE
SIMÉTRICAS Y CANALES FLECTADOS EN TORNO A SU EJE MAYOR 6-342
F3. MIEMBROS DE SECCIÓN H DOBLEMENTE SIMÉTRICAS CON
ALMAS COMPACTAS Y ALAS NO COMPACTAS O ESBELTAS
FLECTADOS EN TORNO A SU EJE MAYOR ………………………… 6-343
F4. OTROS MIEMBROS DE SECCIÓN H CON ALMAS COMPACTAS O
NO COMPACTAS FLECTADOS EN TORNO A SU EJE MAYOR …… 6-343
F5. MIEMBROS DE SECCIÓN H CON DOBLE Y SIMPLE SIMETRÍA
CON ALMAS ESBELTAS FLECTADOS EN TORNO A SU EJE MAYOR 6-345
F6. MIEMBROS DE SECCIÓN H Y CANALES FLECTADOS EN TORNO
A SU EJE MENOR ……………………………………………………… 6-346
F7. TUBOS CUADRADOS Y RECTANGULARES ……………………… 6-346
F8. TUBOS REDONDOS …………………………………………………… 6-347
F9. SECCIONES T Y ÁNGULOS DOBLES CARGADOS EN EL PLANO
DE SIMETRÍA ………………………………………………………… 6-348
F0. ÁNGULOS SIMPLES …………………………………………………… 6-349
. Fluencia ……………………………………………………………… 6-350
2. Pandeo Lateral-Torsional …………………………………………… 6-350
3. Pandeo Local del Ala ……………………………………………… 6-354
F. BARRAS RECTANGULARES Y CIRCULARES ……………………… 6-354
F2. SECCIONES ASIMÉTRICAS ………………………………………… 6-355
F3. DIMENSIONES DE VIGAS …………………………………………… 6-355
. Reducciones debido a las Perforaciones …………………………… 6-355
2. Límites de Dimensiones en Miembros con Sección H ……………… 6-355
G. DISEÑO DE MIEMBROS EN CORTE …………………………………… 6-356
G. DISPOSICIONES GENERALES ……………………………………… 6-356
G2. MIEMBROS CON ALMA CON O SIN ATIESADORES ……………… 6-356
. Resistencia Nominal al Corte ……………………………………… 6-356
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES Y COMENTARIOS 16-5
PAR
TE
16
2. Atiesadores Transversales …………………………………………… 6-358
G3. ACCIÓN DE CAMPO DE TRACCIONES …………………………… 6-358
. Límites al uso del Campo de Tracciones …………………………… 6-358
2. Resistencia Nominal de Corte considerando la Acción del Campo de
Tracciones …………………………………………………………… 6-359
3. Atiesadores Transversales …………………………………………… 6-359
G4. ÁNGULOS SIMPLES …………………………………………………… 6-359
G5. TUBOS RECTANGULARES …………………………………………… 6-360
G6. TUBOS REDONDOS …………………………………………………… 6-360
G7. CORTE EN EL EJE DÉBIL EN PERFILES CON SIMETRÍA SIMPLE
Y DOBLE ……………………………………………………………… 6-360
G8. VIGAS CON ABERTURAS EN EL ALMA …………………………… 6-36
H. DISEÑO DE MIEMBROS PARA FUERZAS COMBINADAS Y TORSIÓN ………………………………………………………………… 6-362
H. MIEMBROS CON SIMETRÍA SIMPLE Y DOBLE SOLICITADOS POR
FLEXIÓN Y CARGA AXIAL …………………………………………… 6-362
. Miembros con Simetría Doble y Simple en Flexión y Compresión … 6-362
2. Miembros con Simetría Doble y Simple en Flexión y Tracción …… 6-365
3. Miembros con Simetría Doble en Flexión Simple y Compresión … 6-366
H2. MIEMBROS ASIMÉTRICOS Y OTROS MIEMBROS SOMETIDOS A
FLEXIÓN Y CARGA AXIAL …………………………………………… 6-367
H3. MIEMBROS SOMETIDOS A TORSIÓN Y COMBINACIÓN DE
TORSIÓN, FLEXIÓN, CORTE Y/O CARGA AXIAL. ………………… 6-368
. Resistencia Torsional de Tubos Redondos y Rectangulares ………… 6-368
2. Tubos sometidos a Combinación de Torsión, Corte, Flexión y Carga
Axial ………………………………………………………………… 6-370
3. Resistencia de Miembros No Tubulares bajo Torsión y Tensiones
Combinadas ………………………………………………………… 6-370
I. DISEÑO DE MIEMBROS DE SECCIÓN COMPUESTA ……………… 6-37
I. DISPOSICIONES GENERALES ……………………………………… 6-37
. Resistencia Nominal de Secciones Compuestas …………………… 6-372
a. Método de Distribución de las Tensiones Plásticas ………………… 6-372
b. Método de Compatibilidad de Deformaciones ……………………… 6-373
2. Limitaciones del Material …………………………………………… 6-373
3. Conectores de Corte ………………………………………………… 6-374
I2. MIEMBROS CARGADOS AXIALMENTE …………………………… 6-374
. Columnas Compuestas Embebidas ………………………………… 6-374
a. Limitaciones ………………………………………………………… 6-374
b. Resistencia de Compresión ………………………………………… 6-375
c. Resistencia de Tracción ……………………………………………… 6-375
d. Resistencia de Corte ………………………………………………… 6-375
e. Transferencia de Carga ……………………………………………… 6-376
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-6 ESPECIFICACIONES Y COMENTARIOS
2. Columnas Compuestas Rellenas …………………………………… 6-376
2a. Limitaciones ………………………………………………………… 6-376
2b. Resistencia de Compresión ………………………………………… 6-376
2c. Resistencia de Tracción ……………………………………………… 6-376
2d. Resistencia de Corte ………………………………………………… 6-377
2e. Transferencia de Carga ……………………………………………… 6-377
2f. Requisitos de Detalle ………………………………………………… 6-378
I3. MIEMBROS EN FLEXIÓN …………………………………………… 6-379
. General ……………………………………………………………… 6-379
a. Ancho Efectivo ……………………………………………………… 6-383
b. Resistencia a Corte ………………………………………………… 6-383
c. Resistencia Durante la Construcción ……………………………… 6-383
2. Vigas Compuestas con Conectores de Corte ………………………… 6-383
2a. Resistencia de Flexión Positiva ……………………………………… 6-383
2b. Resistencia de Flexión Negativa …………………………………… 6-384
2c. Vigas Compuestas con Placa de Acero Colaborante ………………… 6-384
2d. Conectores de Corte ………………………………………………… 6-384
3. Resistencia a Flexión de Miembros Embebidos en Concreto y Miembros
Rellenos de Concreto ……………………………………………… 6-390
I4. COMBINACIÓN DE CARGA AXIAL Y FLEXIÓN …………………… 6-390
I5. CASOS ESPECIALES ………………………………………………… 6-394
J. DISEÑO DE CONEXIONES ……………………………………………… 6-395
J. DISPOSICIONES GENERALES ……………………………………… 6-395
. Bases de Diseño …………………………………………………… 6-395
2. Conexiones Simples ………………………………………………… 6-395
3. Conexiones de Momento …………………………………………… 6-396
4. Miembros en Compresión con Juntas de Aplastamiento …………… 6-396
5. Empalmes en Secciones Pesadas …………………………………… 6-396
6. Destajes en Vigas y Agujeros de Acceso a la Soldadura …………… 6-398
7. Ubicación de Soldaduras y Pernos ………………………………… 6-399
8. Pernos en Combinación con Soldaduras …………………………… 6-400
9. Pernos de Alta Resistencia en Combinación con Remaches ………… 6-40
0. Limitaciones en Conexiones Apernadas y Soldadas ………………… 6-40
J2. SOLDADURAS ………………………………………………………… 6-40
. Soldaduras de Tope ………………………………………………… 6-40
a Área Efectiva ………………………………………………………… 6-40
b Limitaciones ………………………………………………………… 6-40
2. Soldaduras de Filete ………………………………………………… 6-40
2a Área Efectiva ………………………………………………………… 6-40
2b Limitaciones ………………………………………………………… 6-402
3. Soldaduras de Tapón y de Ranura …………………………………… 6-407
3a Área Efectiva ………………………………………………………… 6-408
3b Limitaciones ………………………………………………………… 6-408
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES Y COMENTARIOS 16-7
PAR
TE
16
4. Resistencia …………………………………………………………… 6-408
5. Combinación de Soldaduras ………………………………………… 6-42
6. Requisitos del Metal de Aporte ……………………………………… 6-43
7. Metal de Soldadura Mezclado ……………………………………… 6-43
J3. PERNOS Y PARTES ROSCADAS ……………………………………… 6-43
. Pernos de Alta Resistencia ………………………………………… 6-43
2. Tamaño y Uso de los Agujeros ……………………………………… 6-44
3. Espaciamiento Mínimo ……………………………………………… 6-44
4. Distancia Mínima al Borde ………………………………………… 6-44
5. Distancia a los Bordes y Espaciamiento Máximo …………………… 6-44
6. Resistencia de Tracción y Corte de Pernos y Partes Roscadas ……… 6-45
7. Combinación de Tracción y Corte en Conexiones de Tipo
Aplastamiento ……………………………………………………… 6-46
8. Pernos de Alta Resistencia en Conexiones de Deslizamiento Crítico 6-47
9. Combinación de Tracción y Corte en Conexiones de Deslizamiento
Crítico ……………………………………………………………… 6-42
0. Resistencia de Aplastamiento de Agujeros de Pernos ……………… 6-42
. Conectores de Tracción ……………………………………………… 6-422
J4. ELEMENTOS AFECTADOS DE MIEMBROS Y ELEMENTOS
CONECTADOS ………………………………………………………… 6-422
. Resistencia de Elementos en Tracción ……………………………… 6-422
2. Resistencia de Elementos en Corte ………………………………… 6-422
3. Resistencia de Bloque de Corte ……………………………………… 6-422
4. Resistencia de Elementos en Compresión …………………………… 6-424
J5. PLANCHAS DE RELLENO …………………………………………… 6-424
J6. EMPALMES …………………………………………………………… 6-425
J7. RESISTENCIA DE APLASTAMIENTO ……………………………… 6-425
J8. BASES DE COLUMNAS Y APLASTAMIENTO DEL CONCRETO … 6-425
J9. BARRAS DE ANCLAJE E INSERTOS ………………………………… 6-425
J0. ALAS Y ALMAS CON CARGAS CONCENTRADAS ……………… 6-427
. Flexión Local del Ala ……………………………………………… 6-428
2. Fluencia Local del Alma …………………………………………… 6-428
3. Aplastamiento del Alma …………………………………………… 6-429
4. Pandeo Lateral del Alma …………………………………………… 6-429
5. Pandeo del Alma Comprimida ……………………………………… 6-430
6. Corte en la Zona Panel del Alma …………………………………… 6-43
7. Extremos de Vigas no Restringidos ………………………………… 6-434
8. Requisitos Adicionales para los Atiesadores para Cargas
Concentradas ………………………………………………………… 6-434
9. Requisitos Adicionales de las Planchas de Refuerzo para Cargas
Concentradas ………………………………………………………… 6-435
K. DISEÑO DE CONEXIONES DE PERFILES TUBULARES …………… 6-437
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-8 ESPECIFICACIONES Y COMENTARIOS
K. CARGAS CONCENTRADAS EN SECCIONES TUBULARES ……… 6-438
1. Definición de Parámetros …………………………………………… 6-438
2. Límites de Aplicación ……………………………………………… 6-438
3. Carga Concentrada Distribuida Transversalmente ………………… 6-438
4. Carga Concentrada Distribuida Longitudinalmente en el Centro del Tubo,
y Actuando Perpendicular al Eje de la Sección ……………………… 6-44
5. Carga Concentrada Distribuida Longitudinalmente en el Centro del Tubo,
y Actuando Paralela al Eje de la Sección …………………………… 6-44
6. Carga Axial Concentrada en el Extremo de un Tubo Rectangular con
Plancha de Tapa ……………………………………………………… 6-44
K2. CONEXIONES DE TUBOS EN ENREJADOS ……………………… 6-442
1. Definición de Parámetros …………………………………………… 6-443
2. Criterio para Tubos Redondos ……………………………………… 6-443
3. Criterio para Tubos Rectangulares ………………………………… 6-447
K3. CONEXIONES DE MOMENTO TUBO-TUBO ……………………… 6-452
L. DISEÑO PARA ESTADOS LÍMITE DE SERVICIO …………………… 6-453
L. DISPOSICIONES GENERALES ……………………………………… 6-453
L2. CONTRAFLECHA ……………………………………………………… 6-454
L3. DEFORMACIONES …………………………………………………… 6-454
L4. DESPLAZAMIENTOS LATERALES RELATIVOS …………………… 6-455
L5. VIBRACIÓN …………………………………………………………… 6-457
L6. MOVIMIENTO INDUCIDO POR EL VIENTO ……………………… 6-457
L7. EXPANSIÓN Y CONTRACCIÓN ……………………………………… 6-458
L8. DESLIZAMIENTO EN LAS CONEXIONES ………………………… 6-459
M. FABRICACIÓN, MONTAJE Y CONTROL DE CALIDAD …………… 6-460
M. PLANOS DE TALLER Y DE MONTAJE ……………………………… 6-460
M2. FABRICACIÓN ………………………………………………………… 6-460
1. Contraflecha, Curvado y Enderezado ……………………………… 6-460
2. Corte Térmico ……………………………………………………… 6-460
4. Construcción Soldada ……………………………………………… 6-46
5. Construcción Apernada ……………………………………………… 6-46
0. Agujeros de Drenaje ………………………………………………… 6-46
. Requisitos para Miembros Galvanizados …………………………… 6-462
M3. PINTURA DE TALLER ………………………………………………… 6-463
. Requisitos Generales ………………………………………………… 6-463
3. Superficies de Contacto …………………………………………… 6-463
5. Superficies Adyacentes a las Soldaduras de Terreno ……………… 6-463
M4. MONTAJE ……………………………………………………………… 6-463
2. Arriostramientos …………………………………………………… 6-463
4. Ajuste de Uniones de Compresión y Placas de Base ……………… 6-464
5. Soldadura en Terreno ……………………………………………… 6-464
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES Y COMENTARIOS 16-9
PAR
TE
16
M5. CONTROL DE CALIDAD ……………………………………………… 6-464
5. Identificación del Acero …………………………………………… 6-464
ANEXO 1. ANÁLISIS INELÁSTICO Y DISEÑO …………………………… 6-465
.. DISPOSICIONES GENERALES ……………………………………… 6-465
.2. MATERIALES …………………………………………………………… 6-465
.3. REDISTRIBUCIÓN DE MOMENTOS ………………………………… 6-465
.4 PANDEO LOCAL ……………………………………………………… 6-465
.5. ESTABILIDAD Y EFECTOS DE SEGUNDO ORDEN ……………… 6-466
. Marcos Arriostrados ………………………………………………… 6-467
2. Marcos de Momento ………………………………………………… 6-467
.6. COLUMNAS Y OTROS MIEMBROS EN COMPRESIÓN …………… 6-467
.7. VIGAS Y OTROS MIEMBROS EN FLEXIÓN ………………………… 6-467
.8. MIEMBROS BAJO SOLICITACIONES COMBINADAS …………… 6-468
.9. CONEXIONES ………………………………………………………… 6-468
ANEXO 2. DISEÑO PARA EMPOZAMIENTO ……………………………… 6-469
ANEXO 3. DISEÑO POR FATIGA …………………………………………… 6-472
3. GENERAL ……………………………………………………………… 6-472
3.2 CÁLCULO DE TENSIONES MÁXIMAS Y RANGO DE TENSIONES 6-472
3.3 RANGO DE TENSIÓN DE DISEÑO …………………………………… 6-473
3.4 PERNOS Y PARTES CON HILO ……………………………………… 6-474
3.5. REQUISITOS ESPECIALES DE FABRICACIÓN Y MONTAJE ……… 6-475
ANEXO 4. DISEÑO ESTRUCTURAL PARA LA CONDICIÓN DE FUEGO 6-476
4.. DISPOSICIONES GENERALES ……………………………………… 6-476
4... Objetivo de Desempeño ……………………………………… 6-476
4..4. Combinaciones de Carga y Resistencia Requerida …………… 6-477
4.2. DISEÑO ESTRUCTURAL POR ANÁLISIS PARA LA CONDICIÓN
DE FUEGO ……………………………………………………………… 6-478
4.2.. Incendio de Diseño …………………………………………… 6-478
4.2... Fuego Localizado ……………………………………………… 6-478
4.2..2. Incendio en Compartimiento Post-Ignición …………………… 6-478
4.2..3. Incendios Exteriores …………………………………………… 6-479
4.2..4. Duración del Incendio ………………………………………… 6-479
4.2..5. Sistemas de Protección Activa Contra el Fuego ……………… 6-479
4.2.2. Temperaturas en Sistemas Estructurales Bajo Condiciones de
Incendio ……………………………………………………… 6-479
4.2.3. Resistencias de los Materiales a Temperaturas Elevadas ……… 6-483
4.2.4. Requisitos de Diseño Estructural ……………………………… 6-483
4.2.4. Integridad Estructural General ………………………………… 6-483
4.2.4.2. Requisitos de Resistencia y Límites de Deformación ………… 6-484
4.2.4.3. Métodos de Análisis …………………………………………… 6-484
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-20 ESPECIFICACIONES Y COMENTARIOS
4.2.4.3a. Métodos Avanzados de Análisis ……………………………… 6-484
4.2.4.3b. Métodos Simples de Análisis ………………………………… 6-484
4.2.4.4. Resistencia de Diseño ………………………………………… 6-484
4.3. DISEÑO POR ENSAYOS DE CALIFICACIÓN ……………………… 6-484
ANEXO 5. EVALUACIÓN DE ESTRUCTURAS EXISTENTES …………… 6-488
5.. DISPOSICIONES GENERALES ……………………………………… 6-488
5.2. PROPIEDADES DE LOS MATERIALES ……………………………… 6-488
. Determinación de los Ensayos Requeridos ………………………… 6-488
2. Propiedades de Tracción …………………………………………… 6-488
4. Tenacidad del Metal Base …………………………………………… 6-489
5. Metal de Soldadura ………………………………………………… 6-489
6. Pernos y Remaches ………………………………………………… 6-489
5.3. EVALUACIÓN MEDIANTE ANÁLISIS ESTRUCTURAL …………… 6-489
2. Evaluación de Resistencia …………………………………………… 6-489
5.4. EVALUACIÓN POR ENSAYOS DE CARGA ………………………… 6-490
. Determinación de la Intensidad de las Cargas mediante Ensayos … 6-490
2. Evaluación de la Serviciabilidad …………………………………… 6-49
5.5 INFORME DE EVALUACIÓN ………………………………………… 6-49
ANEXO 6. ARRIOSTRAMIENTO PARA LA ESTABILIDAD DE COLUMNAS Y VIGAS …………………………………………… 6-492
6.. DISPOSICIONES GENERALES ……………………………………… 6-492
6.2. COLUMNAS …………………………………………………………… 6-495
6.3. VIGAS ………………………………………………………………… 6-496
. Arriostramiento Lateral ……………………………………………… 6-496
2. Arriostramiento Torsional …………………………………………… 6-497
ANEXO 7. MÉTODO DIRECTO DE ANÁLISIS ……………………………… 6-500
7.. REQUISITOS GENERALES …………………………………………… 6-500
7.2. CARGAS FICTICIAS …………………………………………………… 6-503
7.3. LIMITACIONES DE DISEÑO-ANÁLISIS …………………………… 6-505
CorporaCión instituto Chileno del aCero
SIMBOLOGIA 16-21
PAR
TE
16
SIMBOLOGIA
A Áreadelaseccióntransversaldelacolumna,mm2.............................................. J10.6A Áreatotaldelaseccióntransversaldeunmiembro,mm2..................................... E7.2A
B Áreacargadadeconcreto,mm2.............................................................................. I2.1
ABM
Áreadelaseccióntransversaldelmetalbase,mm2................................................ J2.4A
b Áreanominalsinconsiderarelhilodeunpernoopiezahilada,mm2.................... J3.6
Abi Áreadelaseccióntransversaldelaramaquetraslapa,mm2.................................K2.3
Abj Áreadelaseccióntransversaldelaramatraslapada,mm2....................................K2.3
Ac Áreadeconcreto,mm2............................................................................................ I2.1
Ac Áreadelalosadeconcretodentrodeelanchoefectivo,mm2............................... I3.2
AD Áreadeunabarrareferidaalmayordiámetrodelhilo,mm2........................ TablaJ3.2
Ae Áreanetaefectiva,mm2............................................................................................D2
Aeff
Sumatoriadelasáreasefectivasdelaseccióntransversalbasada enelanchoefectivo,mm2...................................................................................... E7.2A
fc Áreadelalaencompresión,mm2..........................................................................G3.1
Afg Áreabrutadelalaentensión,mm2...................................................................... F13.1
Afn Áreanetadelalaentensión,mm2........................................................................ F13.1
Aft Áreadelalaentensión,mm2..................................................................................G3.1
Ag Áreabrutadedelmiembro,mm2.........................................................................B3.13
Ag Áreabrutadelasecciónbasadaenelespesordediseñodelapared,mm2..............G6
Ag Áreabrutadelmiembrocompuesto,mm2............................................................... I2.1
Ag Áreabrutadelcordón,mm2...................................................................................K2.2
Agv
Áreabrutasujetaacorte,mm2................................................................................ J4.3A
n Áreanetadelmiembro,mm2...............................................................................B3.13
Ant Áreanetasometidaatensión,mm2......................................................................... J4.3
Anv
Áreanetasometidaacorte,mm2............................................................................. J4.2A
pb Áreaproyectadadeaplastamiento,mm2.................................................................... J7
Ar Áreadedesarrollolongitudinaldelaceroderefuerzodentrodelancho
efectivodelalosadeconcreto,delaseccióntransversaldeacero,mm2............... I2.1A
sc Áreadelaseccióntransversaldelconectordecorte,mm2..................................... I2.1
Asf Áreadecortedelatrayectoriadefalla,mm2.........................................................D5.1
Asr Áreadebarrasderefuerzocontinuas,mm2............................................................ I2.1
Ast Áreadelatiesador,mm2.........................................................................................G3.3
At Áreanetaentensión,mm2............................................................................Anexo3.4
Aw Áreadelalma,alturatotalporelespesor,mm2.....................................................G2.1
Aw Áreaefectivadelasoldadura,................................................................................ J2.4
Awi
Áreaefectivadelagargantadelasoldaduradecualquierelemento i-esimodeesta,mm2............................................................................................... J2.4A
1 Áreadeaceroconcentricamentecargadosobreelsoportedeconcreto,mm2........... J8
A2 Máxima área de la porción de la superficie soportada que es
geométricamentesimilaryconcéntricaconeláreacargada,mm2............................ J8
La sección o el número de tabla en la columna de la derecha se refiere a donde el símbolo ha sidousadoprimero.
Símbolo Definición Sección
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-22 SIMBOLOGIA
B AnchototaldeunasecciónHSS,medidoa90°conrespectoalplano delaconexión,mm......................................................................................TablaD3.1B AnchototaldeunasecciónHSSdeunmiembroHSSprincipal, medidoa90°conrespectoalplanodelaconexión,mm.......................................K3.1B Factorparapandeolateraltorsionalenteesyángulosdobles............................... F9.2B
b AnchototaldeunasecciónHSSdeunmiembrodeunarama,medidoa90°
conrespectoalplanodelaconexión,mm.............................................................K3.1B
bi Anchototaldelaramaquetraslapa......................................................................K2.3
Bbj Anchototaldelaramaqueestraslapada..............................................................K2.3
Bp Anchodelaplaca,medida90gradosconrespectoalplanodeconexión,mm.....K1.1
Bp Anchodelaplaca,transversalalejedelmiembroprincipal,mm.........................K2.3
B1, B
2 FactoresusadosendeterminarM
u para flexión combinada con fuerzas
axialescuandoseaplicaanálisisdeprimerorden.................................................C2.1C ConstantetorsionaldeunasecciónHSS...............................................................H3.1C
b Factor de modificación del pandeo lateral torsional para diagramas
demomentonouniformescuandoambosextremosdelsegmento estánarriostrados...................................................................................................... F1C
d Coeficiente que relaciona rigidez relativa al arriostramiento y curvatura....Anexo6.3.1
Cf Constante basada en categorías de tensiones, dadas en Tabla A-3.1............Anexo3.3
Cm Coeficiente para marcos sin traslación lateral.......................................................C2.1
Cp Coeficiente de flexibilidad para un miembro primario en un techo
planodebidoaempozamientopordeformaciones.......................................Anexo2.1C
r Coeficiente para pandeo lateral del alma.............................................................. J10.4
Cs Coeficiente de flexibilidad para un miembro secundario en un techo
planodebidoaempozamientopordeformaciones.......................................Anexo2.1C
v Coeficiente de corte del alma................................................................................G2.1
Cw Constantedealabeo,mm6......................................................................................... E4
D Cargamuertanominal..................................................................................Anexo2.2D DiámetroexteriordeunelementoHSScircular,mm.................................. TablaB4.1D Diámetroexterior,.................................................................................................. E7.2D DiámetroexteriordeunelementoHSSprincipal,mm..........................................K2.1D Diámetrodelcordón,mm......................................................................................K2.2D
b DiámetroexteriordeunmiembrodeunaramaHSScircular...............................K2.1
Ds FactorusadoenecuaciónG3-3,dependientedeltipodeatiesador
transversalusadoenunavigaarmada...................................................................G3.3D
u En conexiones de deslizamiento critico, es un múltiplo que refleja
la relación entre la pretensión aplicada al y la pretensión mínima especificada para el perno....................................................................................... J3.8E Modulodeelasticidaddelacero=200000 Mpa(29000ksi)....................... TablaB4.1E
c Modulodeelasticidaddelconcreto=0.043, w f
c c1 5. ' ,Mpa.................................... I2.1
Ecm
Modulodeelasticidaddelconcretoatemperaturasaltas,Mpa.................Anexo4.2.3EI
eff Rigidezefectivadelaseccióncompuesta,N – mm2............................................... I2.1
Em Modulodeelasticidaddelaceroatemperaturaaltas,Mpa.......................Anexo4.2.3
Fa Tensiónaxialdisponibleenelpuntodeconsideración,Mpa...................................H2
FBM
Resistencianominaldelmetalbaseporunidaddeárea,Mpa................................ J2.4F
bw Tensión de flexión disponible en el punto de consideración en torno
alejemayor,Mpa.....................................................................................................H2F
bz Tensión disponible por flexión en el punto de consideración en torno
alejemenor,Mpa.....................................................................................................H2
CorporaCión instituto Chileno del aCero
SIMBOLOGIA 16-23
PAR
TE
16
Fc Tensióndisponible,Mpa.......................................................................................K2.2
Fcr Tensióncritica,Mpa................................................................................................. E3
Fcr Tensióncriticadepandeoparaunasecciónsegúnanálisis,Mpa....................... F12.2
Fcry
Tensióncriticoentornoalejemenor,Mpa.............................................................. E4F
crz Tensióncriticodebidoapandeotorsional,Mpa....................................................... E4
Fe Tensión crítica de pandeo elástico, Mpa................................................................C1.4
Fex
Tensión debido a pandeo por flexión en torno al eje mayor, Mpa............................ E4F
EEX Numero de clasificación de electrodos, Mpa.......................................................... J2.4
Fey
Tensión de pandeo elástico por flexión en torno al eje menor, Mpa........................ E4F
ez Tensióndebidoapandeotorsional,Mpa.................................................................. E4
FL Tensióncalculadaparaserusadaenelcálculodelaresistencia
nominal por flexión, Mpa............................................................................ TablaB4.1F
n Resistencianominalatorsión,...............................................................................H3.3
Fn Tensióndetensiónnominal,F
nt otensióndecorte,F
nv,
segúnTablaJ3.2,Mpa............................................................................................ J3.6F
nt TensióndetracciónnominaldesdeTablaJ3.2,Mpa.............................................. J3.7
F’nt Tensión de tracción modificada que incluye los efectos de
tensionesdecorte,Mpa.......................................................................................... J3.7F
nv TensióndecortenominalsegúnTablaJ3.2,Mpa................................................... J3.7
FSR
Rangodetensionesdediseño,Mpa.............................................................Anexo3.3F
TH Rangoumbralparatensióndefatiga,máximorangodetensión
para vida de diseño indefinida según Tabla A-3.1, Mpa...............................Anexo3.1F
u Resistencia a tensión mínima especificada para el tipo de acero
utilizado,Mpa...........................................................................................................D2F
u Resistencia a tensión mínima especificada para un conector de corte, Mpa.......... I2.1
Fu Resistencia a tensión mínima especificada del material conectado, Mpa............ J3.10
Fu Resistencia a tensión mínima especificada para material de HSS, Mpa...............K1.1
Fum
Resistencia a tensión mínima especificada del acero usado a altastemperaturas,Mpa................................................................................Anexo4.2F
w Resistencianominaldelasoldaduraporunidaddeárea,Mpa............................... J2.4
Fwi
Tensiónnominaldecualquieri-esimoelementodeunasoldadura,Mpa............... J2.4F
wix Componenteenelejexdeltensión,F
wi,Mpa........................................................ J2.4
Fwiy
Componenteenelejeydeltensión,Fwi
,Mpa........................................................ J2.4F
y Tensión mínima de fluencia especificada para el tipo de acero empleado,
Mpa. Se usa en esta especificación “tensión de fluencia” ya sea como el punto de fluencia mínimo especificado (para aquellos aceros que tienen un punto de fluencia) o ya sea fluencia especificada (para aquellos que no tienen una fluencia especificada)............................................................................ TablaB4.1F
y Tensión mínimo de fluencia especificado en el ala en compresión, Mpa.....Anexo1.3
Fy Tensión mínimo de fluencia especificada para el alma de una
columna,Mpa....................................................................................................... J10.6F
y Tensión mínimo de fluencia especificada para el material
deunelementoHSS,Mpa.....................................................................................K1.1F
y Tensión mínima de fluencia especificada para el material
deunelementoprincipalHSS,Mpa......................................................................K2.1F
yb Tensión mínima de fluencia especificado para el material de una rama
deunHSS,MpaF
ybi Tensión mínima de fluencia especificado en el material de la rama
quetraslapa,Mpa...................................................................................................K2.3
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-24 SIMBOLOGIA
Fybj
Tensión mínimo de fluencia especificada en el material de la rama traslapada,Mpa......................................................................................................K2.3F
yf Tensión mínima de fluencia especificada en el ala, Mpa...................................... J10.1
Fym
Tensión mínima de fluencia especificada del acero empleadoaaltatemperatura,Mpa................................................................Anexo4.2F
yp Tensión mínimo de fluencia especificado en placa, Mpa..................................... J10.1
Fyr Tensión mínimo de fluencia especificada en las barras de refuerzo, Mpa............ J10.1
Fyst
Tensión mínimo de fluencia especificada en el material del atiesador, Mpa.........G3.3F
yw Tensión mínimo de fluencia especificado en el alma, Mpa.................................. J10.2
G Modulodecortedeelasticidaddelacero=77200Mpa............................................ E4∑H Corte de piso producido por las fuerzas laterales usadas para computar ∆
u,N........C2.1
H AlturatotaldeunmiembroHSSrectangular,medidoenelplano deconexión,mm..........................................................................................TablaD3.1H Constante por flexión................................................................................................ E4H
b AlturatotaldelaramadeunelementoHSSrectangular,medido
enelplanodeconexión,mm.................................................................................K2.1H
bi’ Alturatotaldeunaramasuperpuesta....................................................................K2.3
I Momento de inercia donde se ejerce la flexión, mm4............................................C2.1I Momento de inercia en torno al eje de flexión, mm4....................................Anexo7.3I
c Momentodeinerciadelaseccióndeconcreto,mm4.............................................. I2.1
Id Momentodeinerciadelacubiertadeaceroapoyadaenmiembros
secundarios,mm4..........................................................................................Anexo2.1I
p Momentodeinerciadeelementosprimarios,mm4.......................................Anexo2.1
Is Momentodeinerciadeelementossecundarios,mm4...................................Anexo2.1
Is Momentodeinerciadelaseccióndeacero,mm4................................................... I2.1
Isr Momentodeinerciadelasbarrasderefuerzo,mm4............................................... I2.1
Ix, I
y Momentosdeinerciarespectoalosejesprincipales,mm4....................................... E4
Iy Momentodeinerciafueradelplano,mm4....................................................Anexo6.2
Iz Momentodeinerciarespectodelejeprincipalmenor,mm4...................................10.2
Iyc
Momentodeinerciarespectodelejeyreferidoalalaencompresión,osi hay inversión de curvatura por flexión se refiere al ala más pequeña, mm4............. F1J Constantetorsional,mm4.......................................................................................... E4K FactordelongitudefectivadeterminadodeacuerdoalcapituloC.......................C1.2K
z Factor de longitud efectiva para pandeo flexo-torsional.......................................... E4
K1 Factor de longitud efectiva en el plano de flexión, calculado bajo el
supuestoquenohaydesplazamientolateral,reestableceiguala1.0, amenosqueelanálisisindiquequeunmenorvaloraserusado..........................C2.1K
2 Factor de longitud efectiva en el plano de flexión, calculado
enelsupuestoqueelpandeoocurrecondeformaciónlateral...............................C2.1L Alturadepiso,mm.................................................................................................C2.1L Longituddelelemento,mm......................................................................................H3L Longituddelasoldaduracargadaenlosextremos,mm......................................... J2.2L Ocupaciónnominaldelacargaviva..........................................................Anexo4.1.4L Longitudsinarriostramientolateraldeunelemento,mm........................................ E2L Longituddelvano,mm.................................................................................Anexo6.2L Longituddelelementoentrelospuntosdetrabajodelas líneas centrales de los cordones del enrejado, mm................................................... E5L
b Longitudentrelospuntosquearriostradosaldesplazamientolateraldel
alacomprimidaoatiesadoscontraelgirodelaseccióntransversal,mm................ F2
CorporaCión instituto Chileno del aCero
SIMBOLOGIA 16-25
PAR
TE
16
Lb Distanciaentrearriostramientos,mm..........................................................Anexo6.2
Lc Longituddelcanalconectordecorte,mm.............................................................. I3.2
Lc Distancialibre,enladireccióndelafuerza,entrebordedelagujero
yelbordedelagujeroadyacenteodelbordedelmaterial,mm........................... J3.10L
e Longitudefectivatotaldesoldadurayaseaestaderanurao
de filete en secciones HSS rectangulares, mm.......................................................K2.3L
p Longitudnoarriostradalimitealvolcamiento,paraquesedesarrolle
el estado limite de fluencia, mm............................................................................ F2.2L
p Espaciamientoentrecolumnasenladireccióndelaviga,mm.......................Anexo2
Lpd
Longitudlimitesinarriostramientolateralparaefectosdeanálisis plástico,mm..................................................................................................Anexo1.7L
q Máximalongitudsinarriostramientopara M
r
(momentoresistenterequerido),mm............................................................Anexo6.2L
r Longitudlimitesinarriostramientolateralparaelestado
límite de pandeo flexo-torsional inelástico, mm.................................................... F2.2L
s Espaciamientoentrecolumnasperpendicularaladireccióndelaviga,mm...Anexo2.1
Lv Distanciaentreelmáximocorteydondeesteescero,mm......................................G6
MA Valorabsolutodelmomentoubicadoenelcuartodelalongitud
delsegmentonoarriostrado,N – mm....................................................................... F1M
a Resistencia a flexión requerida en el cordón, usando combinaciones
decargasegúnASD,N – mm................................................................................K2.2M
B Valorabsolutodelmomentoubicadoalcentrodelsegmentono
arriostrado,N – mm.................................................................................................. F1M
br Momentorequeridoparaelarriostramiento,N – mm...................................Anexo6.2
MC ValorabsolutodelMomentoubicadoalostrescuartosdelalongitud
delsegmentonoarriostrado,N – mm....................................................................... F1M
c(x,y) Resistencia a flexión disponible determinada de acuerdo
alcapituloF,N – mm.............................................................................................H1.1M
cx Resistencia a flexo torsión disponible para el eje más fuerte
a flexión, determinada según el capitulo F, N – mm..............................................H1.3M
e Momento elástico por pandeo flexo-torsional, N – mm....................................... F10.2
Mlt MomentodeprimerordensegúnlascombinacionesdecargaLRFDoASD
causadasúnicamentepordesplazamientolateraldelmarco,N – mm...................C2.1M
max Valorabsolutomáximodelmomentoenelsegmentonoarriostrado,N – mm........ F1
Mn Resistencia nominal a flexión, N – mm.................................................................... F1
Mnt MomentodeprimerordenusandocombinacionesdecargaLRFDoASD
suponiendoquenohaydesplazamientolateraldelmarco,N – mm......................C2.1M
p Momento de flexión plástico, N – mm......................................................... TablaB4.1
Mr Resistencia a flexión requerida de segundo orden según
combinacionesdecargaLRFDoASD,N – mm...................................................C2.1M
r Resistencia a flexión requerida según combinaciones
decargaLRFDoASD,N – mm...............................................................................H1M
r Resistencia a flexión requerida en el cordón, N – mm...........................................K2.2
Mr-ip
Resistencia requerida a flexión en el plano de la rama, N – mm...........................K2.2M
r-op Resistencia a flexión requerida fuera del plano de la rama, N – mm.....................K3.3
Mu Resistencia a flexión requerida en el cordón, usando
combinacionesdecargaLRFD,N – mm...............................................................K2.2M
y Momento de fluencia respecto del eje de flexión, N – mm.......................... TablaB4.1
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-26 SIMBOLOGIA
M1 Momentomenor,calculadomedianteunanálisisdeprimerorden,
enlosextremosdelapartedeunmiembronoarriostradoenel plano de flexión bajo consideración, N – mm........................................................C2.1M
2 Momentomayor,calculadomedianteunanálisisdeprimerorden,
enlosextremosdelapartedeunmiembronoarriostradoenel plano de flexión bajo consideración, N – mm........................................................C2.1N Longituddeaplastamiento(nomenorakparalasreacciones Delosextremosdelaviga),mm.......................................................................... J10.2N Longituddeaplastamientodelacarga,medidoparaleloalejedeun miembroHSS,(o,enelcasodetapasdeplacascargadasmedidoalo largodelanchodelaHSS),mm............................................................................K1.1N Número de fluctuaciones de rango de tensión durante la vida dediseño,mm...............................................................................................Anexo3.3N
b Númerodepernosresistiendounatensiónaplicada............................................... J3.9
Ni Cargalateraladicional...........................................................................................C2.2
Ni Cargalateralteóricaaplicadaalniveli,N....................................................Anexo7.3
Ns Númerodeplanosdedeslizamiento....................................................................... J3.8
Ov Coeficiente de traslape en conexiones...................................................................K2.2
P Paso,mm,porhilo(mm porhilo)................................................................Anexo3.4P
br Resistenciarequeridaenelarriostramiento,N.............................................Anexo6.2
Pc Resistenciaalacompresiónaxialdisponible,N...................................................H1.1
Pc Resistenciaalatensióndisponible,N...................................................................H1.2
Pco
Resistencia a la compresión disponible fuera del plano de flexión, N..................H1.3P
e1, P
e2 Cargacriticadepandeoelásticoparamarcosarriostrados
ynoarriostrados,respectivamente,N....................................................................C2.1P
eL Carga de pandeo de Euler, evaluado en el plano de flexión, N....................Anexo7.3
Pl(t,c)
FuerzaaxialdeprimerordenusandocombinacionesdecargaLRFDoASD solocomoresultadodedesplazamientoslateralesdelmarco (tracciónocompresión),N....................................................................................C2.1P
n(t,c) FuerzaaxialdeprimerordenusandocombinacionesdecargaLRFDoASD
suponiendoquenohaydesplazamientolateraldelmarco (tracciónocompresión),N....................................................................................C2.1P
n Resistenciaaxialnominal,N....................................................................................D2
Po Resistenciaaxialnominaldecompresiónsinconsiderar
losefectosdelongitud,N....................................................................................... I2.1P
p Resistenciaporaplastamientonominaldelconcreto,N......................................... I2.1
Pr Resistenciarequeridaaxialdesegundoordensegún
combinacionesdecargaLRFDoASD,N.............................................................C2.1P
r Resistenciarequeridaaxialporcompresióndesegundoordensegún
combinacionesdecargaLRFDoASD,N.............................................................C2.2P
r Resistenciaaxialportensiónrequeridasegúnlas
combinacionesdecargaLRFDoASD,N.............................................................H1.2P
r Resistenciarequerida,N....................................................................................... J10.6
Pr Resistenciaaxialrequeridaenlarama,N............................................................K3.2d
Pr Resistenciaaxialrequeridaenelcordón,N...........................................................K2.2
Pu Resistenciaaxialencompresiónrequerida,N..............................................Anexo1.4
Pr Resistencia de un miembro en fluencia, N.............................................................C2.2
Q Factordereduccióndeparaelementosesbeltosencompresión.............................. E7Q
a Factordereducciónparaelementosesbeltosatiesadosencompresión................ E7.1
CorporaCión instituto Chileno del aCero
SIMBOLOGIA 16-27
PAR
TE
16
Qf Parámetrodeinteraccióndetensionesenelcordón..............................................K2.2
Qn Resistencianominaldeunconectordecorte,N..................................................... I2.1
Qs Factordereducciónparaelementosesbeltosnoatiesadosencompresión.............. E7
R Carganominaldebidoexclusivamentearetencióndeagua,lluvia onieve,debidoalempozamientoproductodelasdeformaciones,MPa.....Anexo2.2R Factor de modificación de respuesta sísmica.........................................................A1.1R
a Resistenciarequerida(ASD).................................................................................B3.4
RFL
Factordereducciónparaunionesqueusansólounparde soldaduras de filete transversales..................................................................Anexo3.3R
g Coeficiente para considerar efecto de grupo.......................................................... I3.2
Rm FactordelaecuaciónC2-6bdependientedeltipodesistema...............................C2.1
Rm ParámetromonosimétricodelaSecciónCruz.......................................................... F1
Rn Resistencia Nominal, especificada de los capítulos B hasta K..............................B3.3
Rn ResistenciaNominalaldeslizamiento,N............................................................... J3.8
Rp Factordeefectoposicionalparaconectoresdecorte............................................. I3.2
Rpc
Factor de plastificación del alma........................................................................... F4.1R
PJP Factordereducciónparaunionesderanurasoldadadepenetraciónparcial
(PJP)reforzadasonoreforzadastransversalmente......................................Anexo3.3R
pt Factor de plastificación del alma correspondiente al estado límite de
fluencia del ala en tracción.................................................................................... F4.4R
u Resistenciarequerida(LRFD)...............................................................................B3.3
Rwl
Resistencia Nominal total de los filetes de soldadura cargados longitudinalmente,determinadadeacuerdoalatablaJ2.5.................................... J2.4R
wt Resistencia Nominal total de los filetes de soldadura cargados
transversalmente,determinadadeacuerdoalatablaJ2.5 sinlaalternativadelasecciónJ2.4(a)................................................................... J2.4S MóduloelásticodelaSecciónHSScirculares,mm3............................................ F8.2S Módulo elástico mínimo de la Sección relativo al eje de flexión, mm3.................. F12S Espaciamientoentremiembrossecundarios,m............................................Anexo2.1S CargaNominalporNieve..........................................................................Anexo4.1.4S MóduloelásticodeSeccióndelcordón,mm3........................................................K2.2S
c MódulodeSecciónelásticoalpieenCompresiónrelativo
al eje de flexión, mm3........................................................................................... F10.3S
eff MódulodeSecciónefectivoentornoalejemayor,mm3...................................... F7.2
Sxt,S
xc MódulodeSecciónelásticoreferidoalasAlas
traccionadaycomprimidarespectivamente,mm3....................................... TablaB4.1S
x,S
y MódulosdeSecciónelásticotomadosentornoalosejes
principales,mm3............................................................................................... F2.2,F6S
y Para canales, corresponde al mínimo módulo de seccion........................................ F6
T FuerzasydeformacionesNominalesdebidasaldiseñocontraincendios, definido en la sección 4.2.1.......................................................................Anexo4.1.4T
a FuerzadetraccióndebidaalacombinacióndecargaASD,KN............................ J3.9
Tb Tracción mínima del conector dada en la Tabla J3.1 o J3.1M, KN........................ J3.8
Tc Resistenciatorsionaldisponible,N – mm..............................................................H3.2
Tn ResistenciatorsionalNominal,N – mm................................................................H3.1
Tr Resistenciatorsionalrequerida,N-mm..................................................................H3.2
Tu FuerzadetraccióndebidaalacombinacióndecargaLRFD,(KN)....................... J3.9
U Factorderezagoporcortante................................................................................D3.3U Razóndeutilización..............................................................................................K2.2
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-28 SIMBOLOGIA
Ubs
Coeficiente de reducción, usado en el cálculo de la resistencia en rupturadelbloquedecorte..................................................................................... J4.3U
p Indicedetensiones.......................................................................................Anexo2.2
Us Indicedetensiones.......................................................................................Anexo2.2
V Fuerzadecorterequeridaintroducidaalacolumna,N.......................................... I2.1V’ Fuerzadecorterequeridatransferidaporconectoresdecorte,N.......................... I2.1V
c Resistenciadecortedisponible,N.........................................................................G3.3
Vn ResistenciaNominaldecorte,N..............................................................................G1
Vr Resistenciarequeridadecorteenlaposicióndelosatiesadores,N......................G3.3
Vr Resistenciarequeridadecorteusandolascombinaciones
decargaLRFDoASD,N......................................................................................H3.2Y
i CargagravitacionalenelnivelidebidoalacombinacióndecargaLRFD
o1.6veceslacombinacióndecargaASD,N........................................................C2.2Y
t Coeficiente de reducción por agujeros, N............................................................ F13.1
Z Módulo de sección plástico en torno al eje de flexión, mm3..................................K3.3Z
b Módulo de sección plástico de la rama en torno al eje de flexión
correcto,mm3.........................................................................................................K3.3Z
x,y Módulodesecciónplásticoentornoalosejesprincipales,mm3..........................K3.3
a Distancialibreentreatiesadorestransversales,mm............................................ F13.2a Distanciaentreconectoresenmiembrosfabricados,mm...................................... E6.1a Distancia mínima desde el borde del agujero conector albordedelmiembro,medidaparalelaaladireccióndelafuerza,mm...............D5.1a Mitad de la longitud en la cara de la raíz no soldada en la direccióndelespesordelaplacatraccionada,mm.......................................Anexo3.3a
w Cuocienteentredosveceseláreadelalmaencompresióndebido
solamente a la aplicación de un momento flexionante en el eje mayor y eláreadelasalasencompresión........................................................................... F4.2b Anchoexteriordelalaencompresión,mm......................................................... F10.3b Anchototaldelalamáslargadeángulo,mm........................................................ F7.1b Anchodelelementonoatiesadoencompresión;paraalasdesecciones dobleTomiembrosT,elanchobeslamitaddelanchototaldelala,b
f;
paraalasdeángulos,canalesyzetas,elanchobesladimensiónnominal total;paraplacas,elanchobesladistanciadesdeelbordelibrehastala primera fila de conectores o línea de soldadura, o la distancia entre líneas adyacentesdeconectoresodesoldadura;paraseccionesHSSrectangulares, elanchobesladistancialibreentrelasalmasmenoselradiodelaesquina interiorencadalado,mm............................................................................. B4.1,B4.2b Anchodealadelánguloqueresistefuerzadecorte,mm.........................................G4b
cf Anchodelaladelacolumna,mm......................................................................... J10.6
be Anchoefectivoreducido,mm................................................................................ E7.2
beff
Distanciaefectivaalborde;ladistanciadesdeelbordedelagujeroalborde delapartemedidaenladirecciónnormalalafuerzaaplicadade,mm................D5.1b
eoi Anchoefectivodelacaradelaramasoldadaalcordón.......................................K2.3
beov
Anchoefectivodelacaradelaramasoldadaalaramatraslapada......................K2.3b
f Anchodeala,mm..................................................................................................B4.1
bfc Anchodealaencompresión,mm.......................................................................... F4.2
bft Anchodealaentracción,mm................................................................................G3.1
bl Alalargadelángulo,mm.......................................................................................... E5
bs Alacortadelángulo,mm.......................................................................................... E5
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SIMBOLOGIA 16-29
PAR
TE
16
bs Anchodeatiesadorparaatiesadoresubicadosaunlado,mm.....................Anexo6.2
d Diámetronominaldelperno,mm........................................................................... J3.3d ProfundidadNominaltotaldelaSección,mm......................................................B4.1d ProfundidadNominaltotaldelaT,mm................................................................. E7.1d Profundidaddebarrarectangular,mm................................................................. F11.2d ProfundidadNominaltotaldelaSección,mm......................................................B4.1d ProfundidadNominaltotaldelaT,mm................................................................. E7.1d Diámetro,mm........................................................................................................... J.7d Diámetrodelpasador,mm.....................................................................................D5.1d Diámetrodellaminador,mm.................................................................................... J.7d
b Alturadeviga,mm............................................................................................... J10.6
db DiámetroNominal(Diámetrodecuerpoovastago),mm.............................Anexo3.4
dc Diámetrodecolumna,mm.................................................................................... J10.6
e Excentricidadenunaconexiónenrejada,positivacuantosealeja delasramas,mm....................................................................................................K2.1e
mid-ht Distanciadesdeelbordedelvástagodelconectoralalmadelaplancha
deacero,medidaalamitaddelaalturadelanervadurayenladirección deorientacióndecargadelconector(enotraspalabras,enladirección demáximomomentoparaunavigasimplementeapoyada),mm........................... I3.2fa Tensiónaxialrequeridaenelpuntoenconsideraciónusando
lascombinacionesdecargaLRFDoASD,MPa......................................................H2fb(w,z)
Tensión de flexión requerida en el punto en consideración (eje mayor yejemenor)usandolascombinacionesdecargaLRFDoASD,MPa....................H2f ’
c Resistencia mínima específicada del concreto a compresión, MPa....................... I1.1
f ’cm
Resistencia mínima específicada del concreto a compresión a elevadas temperaturas,MPa........................................................................................Anexo4.2fo TensióndebidoaD+R(cargamuertanominal+carganominal
debido a lluvia o nieve excluída la contribución de empozamiento), MPa....Anexo2.2fv Resistenciarequeridadecorteporunidaddeárea,MPa........................................ J3.7
g Espaciamiento transversal de centro a centro (gramil) entre las líneas deconectores,mm.............................................................................................. .B3.13g Espaciomedidoalpiedelosmiembrosderamaenunaconexión Kabierta,sinconsiderarlasoldadura,mm............................................................K2.1h Distancia libre entre alas menos el filete o el radio de esquina de secciones laminadas; para secciones fabricadas, la distancia entre líneas adyacentes deconectoresoladistancialibreentrelasalascuandoseutilizasoldadura; enSeccionesT,laprofundidadtotal;enSeccionesrectangularesHSS, ladistancialibreentrelasalasmenoselradiointeriordeesquinaa cadalado,mm....................................................................................................... .B4.2h Distanciaentreloscentroidesdecomponentesindividuales, perpendicularalelementoenelejedepandeo,mm............................................. .E6.1h
c Dosveceslasdistanciadesdeelcentroidealacarainternadelala
en compresión menos el filete o radio de esquina, en secciones laminadas; la línea de pernos más cercana al ala comprimida o las caras internas del ala comprimidacuandoseutilizasoldadura,paraSeccionesarmadas,mm.............. .B4.2h
o Distanciaentreloscentroidesdelasalas,mm...................................................... .F2.2
hp Dos veces las distancia desde el eje neutro plástico a la línea de pernos
máscercanaalalacomprimidaolacarainternadelalacomprimida cuandoseutilizasoldadura,mm........................................................................... .B4.2
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16-30 SIMBOLOGIA
hsc Factordeperforación.............................................................................................. J3.8
j Factor definido por la ecuación G2-6 para el momento de inercia mínimo de un atiesador transversal...........................................................G2.2k Distancia desde la cara externa del ala al pie del filete del alma, mm................. .J10.2k RadiodeesquinaexternodelaSecciónHSS,sepuedetomarcomo1.5t sisedesconoce,mm...............................................................................................K1.3k
c Coeficiente para elementos esbeltos no atiesados, mm.............................. .TablaB4.1
ks Coeficiente de deslizamiento crítico para tensiones combinadas de
tracciónycortemm............................................................................................... .J3.9k
v Coeficiente de pandeo del alma.............................................................................G2.1
l Mayorlongitudnoarriostradalateralmentealolargodecualquier alaenelpuntodecarga,mm................................................................................ .J10.4l Longituddeaplastamiento,mm................................................................................ .J7l Longituddelaconexiónenladireccióndecarga,mm...............................TablaD3.1n Númerodepuntosnodalesarriostradosenelvano......................................Anexo6.2n númerodehilosporpulgada........................................................................Anexo3.4p Cuocienteentreladeformacióndelelementoiysudeformación atensiónmáxima.................................................................................................... J2.4p Longitudproyectadadelaramatraslapadadelcordón.........................................K2.2q Longituddetraslapomedidaalolargodelacaradeconexión delcordóndebajodelasdosramas.......................................................................K2.2r Radiodegiroquecontrola,mm............................................................................... .E2r
crit Distanciadesdeelcentroinstantáneoderotaciónalelemento
soldado con la mínima relación ∆u/r
i,mm............................................................ .J2.4
ri Radio de giro mínimo de un componente individual en un miembro
armado,mm.......................................................................................................... .E6.1r
ib Radiodegirodeuncomponenteindividualrelativoasueje
centroidalparaleloalejedepandeodelmiembro,mm........................................ .E6.1r
o Radiodegiropolarentornoalcentrodecorte,mm............................................... .E4
rt Radio de giro de los componentes de ala en compresión por flexión más
unterciodeláreadealmaencompresióndebidosóloalaaplicación de un momento flexionante en el eje mayor.......................................................... F4.2r
ts RadiodegiroefectivoutilizadoenladeterminacióndeLrparaelestado
límite de pandeo lateral torsional en el eje mayor de flexión de miembros compactosdoblementesimétricos,SeccionesdobleTycanales.......................... F2.2r
x Radiodegiroentornoalejegeométricoparaleloalalaconectada,mm................ .E5
ry Radiodegiroentornoalejey,mm......................................................................... .E4
rz Radiodegiroentornoalejeprincipalmenor,mm.................................................. .E5
s Espaciamientolongitudinaldecentroacentro(paso)dedosperforaciones consecutivas,mm................................................................................................ .B3.13t Espesordelelemento,mm.................................................................................... .B4.2t Espesordepared,mm........................................................................................... .E7.2t Espesordelaladeunángulo,mm...................................................................... .F10.2t Ancho de la barra rectangular paralela al eje de flexión, mm............................. .F11.2t Espesordelmaterialconectado,mm................................................................... .J3.10t Espesordeplancha,mm........................................................................................D5.1t EspesordediseñodeparedparaSecciónHSSequivalentea0.93 veceselespesornominaldepareddeERWHSSyequivalente alespesornominaldepareddeSAWHSS,mm..................................................B3.12
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SIMBOLOGIA 16-31
PAR
TE
16
t Espesortotaldelainaranurada(peineta),mm........................................................... J5t EspesordediseñodepareddelmiembroprincipaldeHSS,mm..........................K2.1tb EspesordediseñodepareddelmiembroderamadeHSS,mm............................K2.1
tbi Espesordelaramaquetraslapa,mm.....................................................................K2.3
tbj Espesordelaramatraslapada,mm........................................................................K2.3
tcf Espesordelaladelacolumna,mm....................................................................... J10.6
tf Espesordelalacargada,mm................................................................................. J10.1
tf Espesordelaladelcanalconectordecorte,mm................................................... I3.2
tfc Espesordelalacomprimida,mm........................................................................... F4.2
tp Espesordeplancha,mm........................................................................................K1.1
tp Espesordeplanchacargadaentracción,mm...............................................Anexo3.3
tp Espesordelaplanchaadosadaenformatransversal,mm.....................................K2.3
ts Espesordeatiesadordealma,mm................................................................Anexo6.2
tw Espesordelalmadelcanalconectordecorte,mm................................................. I3.2
tw Espesordealmadeviga,mm.......................................................................Anexo6.3
tw Espesordealma,mm................................................................................... TablaB4.1
tw Espesordealmadecolumna,mm......................................................................... J10.6
tw Espesordeelemento,mm...................................................................................... E7.1
w Espesodelaplanchadecubiertacuandoseusadobleplancha,mm................... F13.3w Tamañodesoldadura,mm...................................................................................... J2.2w Símbolo subíndice asociado al eje mayor principal de flexiónw Anchodeplaca,mm....................................................................................TablaD3.1w Tamaño del filete de refuerzo o contorno, si lo hay, en la dirección delacargadetracciónaplicadaalaplancha,mm........................................Anexo3.3w
c Peso del concreto por unidad de volumen (1500 ≤ w
c ≤ 2500 Kg/m3)................. I2.1
wr Anchopromediodelconcretonervadoocartelamm............................................. I3.2
x Símbolo subíndice relativo al eje fuertex
o, y
o Coordenadasdelcentrodecorteconrespectoalcentroide,mm.............................. E4
x Excentricidaddelaconexión,mm...............................................................TablaD3.1y Símbolo subíndice asociado al eje débilz Símbolo subíndice relativo al eje principal menor de flexiónα FactorusadoenlaecuaciónB2.............................................................................C2.1α Relacióndeseparaciónparamiembrosapernadosencompresión=h/2r
ib............. E6.1
β FactordereduccióndadoenlaecuaciónJ2-1........................................................ J2.2β Razóndeancho;elcuocienteentreeldiámetroderamaaldiámetrodel cordónenSecciónHSScircular;elcuocienteentreelanchototalderama yelanchodecuerdaenSecciónHSSrectángular................................................K2.1β
T Rigidezrequeridadelariostraexcluyendodistorsióndealma
N-mm/radian.................................................................................................Anexo6.2β
br Rigidezrequeridadelariostra......................................................................Anexo6.2
βeff
Razón de ancho efectivo; la suma de los perímetros de dos miembros de unaramaenunaconexiónKdivididaporochoveceselanchodecordón...........K2.1β
eop Parámetroefectivodepunzonamientoexterior.....................................................K2.3
βsec
Rigidezdistorsionaldealma,incluyendoelefectode atiesadorestransversalesdealma,siloshay,N-mm/radian.........................Anexo6.2β
w Propiedadseccionalparaángulosdealasdesiguales,positivoparaalas
cortasencompresiónynegativoparaalaslargasencompresión....................... F10.2∆ Desplazamientodeentrepisodeprimerordendebidoalas cargasdediseño,mm.............................................................................................C2.2
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16-32 SIMBOLOGIA
∆H Desplazamientodeentrepisodeprimerordendebidoafuerzaslaterales,mm.....C2.1
∆i Deformacióndeelementossoldadosanivelesintermediosdetensión,
linealmente proporcional a la deformación crítica basada en la distancia alcentroinstantáneoderotación,r
i,mmmm......................................................... J2.4
∆m Deformacióndeelementossoldadosatensiónmáxima,mm................................. J2.4
∆u Deformacióndeelementossoldadosatensiónúltima(fractura),corresponde
generalmenteenloselementosmasalejadosdelcentroinstantáneode rotación,mm........................................................................................................... J2.4γ Relacióndeesbeltezdecuerda,larelaciónentrelamitaddeldiámetro yelespesordeparedparaSecciónHSScircular;larelaciónentrela mitaddelanchoyelespesordemuroparaSecciónHSSrectangular...................K2.1ζ Relacióndeseparación;cuocientedelaseparaciónentrelasramasdeuna conexiónKexcéntricayelanchodelacuerdadeuntuboHSSrectangular........K2.1η Parámetrodelongituddecarga,aplicablesolamenteenSección HSSrectangular;elcuocienteentrelalongituddecontactodela ramaconlacuerdaenelplanodelaconexiónconelanchodecuerda................K2.1λ EsbeltezaPandeoLocal........................................................................................... F3λ
p Esbeltez a Pandeo Local límite para elementos compactos.....................................B4
λpf Esbeltez a Pandeo Local límite para ala compacta................................................... F3
λpw
Esbeltez a Pandeo Local límite para alma compacta................................................ F4λ
r Esbeltez a Pandeo Local límite para elemento no compacto...................................B4
λrf Esbeltez a Pandeo Local límite para ala no compacta.............................................. F3
λrw
Esbeltez a Pandeo Local límite para alma no compacta........................................... F4µ Coeficiente medio de deslizamiento para superficies Clase A o B, segúnelcaso,ocomoseestablezcamediantedeensayos.................................... J3.8φ Factor de resistencia, especificado en los capítulos B al K...................................B3.3φ
B Factorderesistenciaparaaplastamientodelconcreto.......................................... I2.1
φb Factor de resistencia para flexión............................................................................. F1
φc Factorderesistenciaparacompresión...................................................................... E1
φc Factorderesistenciaparacolumnascompuestascargadasaxialmente................ I2.1b
φsf Factorderesistenciaparafallaenbloquedecorte................................................D5.1
φT Factorderesistenciaparatorsión..........................................................................H3.1
φt Factorderesistenciaparatracción...........................................................................D2
φv Factorderesistenciaparacorte................................................................................G1
Ω Factordeseguridad................................................................................................B3.4Ω
B Factordeseguridadparaaplastamientodelconcreto............................................ I2.1
Ωb Factor de seguridad para flexión............................................................................... F1
Ωc Factordeseguridadparacompresión....................................................................... E1
Ωc Factordeseguridadparacolumnascompuestascargadasaxialmente................. I2.1b
Ωsf
Factordeseguridadparafallaenbloquedecorte.................................................D5.1Ω
t Factordeseguridadparatorsión............................................................................H3.1
Ωt Factordeseguridadparatracción.............................................................................D2
Ωv Factordeseguridadparacorte..................................................................................G1
ρsr Cuantía mínima de refuerzo longitudinal............................................................... I2.1
θ Angulodecargamedidodesdeelejelongitudinaldesoldadura,grados............... J2.4θ Anguloagudoentreramaycordón,grados...........................................................K2.1ε
cu Deformaciónunitariacorrespondientealaresistenciadecompresiónf
c’.......Anexo4.2
τb Parámetro para la rigidez a flexión reducida cuando se usa el método de
análisisdirecto..............................................................................................Anexo7.3
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GLOSARIO 16-33
PAR
TE
16
GLOSARIO
EnesteGlosariolaspalabrasenitálica o cursiva señalan términos aquí definidos. Los caracte-res alfanuméricos que siguen a la definición ubican dónde aparece el término por primera vez. Cuandoespertinente,seentreganlasdiversasmanerascomosedesignaenespañoleltérminoeninglés.
Loscaracteresespecialesutilizadoseneltérminoeninglés,tienenvalidezenlatraducciónes-pañola, y tienen el siguiente significado:
(1) Los términos identificados con † son términos comunes debidamente acordados entre AISI-AISC.
(2) Los términos identificados con * califican la solicitación, por ejemplo: resistencia nomi-nalalatracción,resistencia disponiblealacompresión,resistencia de diseño a flexión.
(3) Los términos identificados con ** califican el elemento o componente de la sección trans-versal, por ejemplo: pandeo localdelalma,flexión localdelala.
Acción de campo de tracción.Enunpaneldevigaarmada,elcomportamientobajofuerzascor-tantesenelcualsedesarrollantensionesdetraccióndiagonalenelalmayfuerzasdecompresiónenlosrigidizadores transversales, de una manera análoga a lo que sucede en una celosía del tipo Pratt.G.1.Tension field action.
Acción inelástica.Deformaciónpermanenteenelmaterialyque,porlotanto,nodesaparececuandocesalacausaquelohaproducido.CommentaryB4.Inelastic action.
Acero estructural. Piezas, elementos, miembros y otros componentes de acero definidos en la Sección2.1delAISCCode of Standard Practice for Steel Buildings and Bridges. A1. Structural steel.
Acero resistente a la corrosión atmosférica.Untipodeaceroestructuraldealtaresistenciaybajaaleaciónquepuedeserexpuestoalmedioambientenormal(nomarino)sinningúntipodepinturaprotectora.J3.5.Weathering steel.
Agarre, longitud de apriete.Espesordelmaterialatravésdelcualpasaelperno.J3.Grip (of bolt).
Altura total del sofito o de la lámina corrugada.Alturadeunsofito metálicomedidainternamen-tepordebajodelpuntomásbajohastaelpuntomásaltoeneltope.I.3.2.c.Nominal rib height.
Análisis de primer orden.Análisis estructuralenelcuallascondicionesdeequilibriosefor-mulan sobre la estructura indeformada; losefectos de segundo orden sondespreciables.C2.First-order analysis.
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16-34 GLOSARIO
Análisis de segundo orden.Análisis estructuralenelcuallascondicionesdeequilibriosefor-mulan considerando la estructura deformada; a menos que sea especificado de otra manera, los efectosdesegundoordenincluyenlosefectosP-δ y P-∆ . C2. Second-order analysis.
Análisis elástico.Análisis estructuralbasadoenlahipótesisdequelaestructuraregresaasugeometría inicial cuando se retira la carga. B3.1. Elastic analysis.
Análisis estructural.Determinacióndelassolicitacionesenlosmiembrosyconexionesutilizan-dolosprincipiosdelamecánicaestructural.B1. Structural analysis †.
análisis inelástico. Análisis estructural que tomaencuentaelcomportamiento inelásticodelmaterial,incluyeel análisis plástico.B3.1.inelastic analysis.
Análisis plástico.Análisis estructural suponiendo un comportamiento rígido-plástico, es decir, queelequilibriosesatisfaceentodalaestructuraylacedencianoesexcedidaenningunapartedelamisma.B3.1.Plastic analysis.
Análisis plástico de primer orden. Análisis estructuralbasadoenlahipótesisdecomportamien-to rígido – plástico, es decir, que se satisface el equilibrio de la estructura, las tensiones están por debajodelatensióndecedenciaylascondicionesdeequilibrioseformulanenlaestructuranodeformada.CommentaryApp.1.5.First-order plastic analysis.
Análisis racional de ingeniería, análisis de ingeniería. Análisis basado en la teoría apropiada paralasituación,condatosexperimentalesrelevantessiestándisponibles,yelcriteriodelin-geniero.Appendix5.Rational engineering analysis †.
Anchura efectiva.Laanchurareducidadeunaplanchaolosasuponiendounadistribuciónuni-formedetensionesqueproducelamismarespuestaquelasecciónrealsometidaaunestadocomplejodetensiones.E7.2.Effective width.
Anchura plana. Anchura nominal de un perfil rectangular HSS menos dos veces el radio externo delaesquina.Endesconocimientodelradiodelaesquina,laanchuraplanapuedesertomadacomolaanchuratotaldelasecciónmenostresveceselespesordelasección.B4.Flat width.
Anchura promedio del nervio.Laanchurapromediodelnervioenuna lámina corrugada de acero ( sofito metálico). I3.2d(3). Average rib width.
Aplastamiento. En una conexión empernada, el estado límite de las fuerzas cortantes transmiti-dasporelpernoaloselementosdeconexión.D5.1.Bearing.
Aplastamiento (cedencia local por compresión). Estado límite de cedencia localporcompre-sión debido a la acción de aplastamiento de un miembro contra otro miembro o superficie. Bearing (local compressive yielding).
Aplastamiento del concreto. Estado límite defallaporcompresiónenelconcretocuandoestealcanzaladeformacióndeagotamiento.I3.2d.Concrete crushing.
Aplastamiento local del alma. Estado límitedefallalocaldelplanodelalmaenlainmediatavecindaddeunacargaconcentradaoreacción.K.1.6. Local crippling**.
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GLOSARIO 16-35
PAR
TE
16
Área neta.Áreatotalreducidaparatomarencuentaelmaterialretirado.B3.13b. Net area.
Área neta efectiva. Área neta modificada para tomar en cuenta el efecto del corte diferido. D2. Effective net area.
Arriostamiento lateral. Arriostramiento diagonal, muros estructurales omiembrosequivalentesqueproporcionanestabilidadlateralenelplano.G2.2.Lateral bracing.
Arriostramiento diagonal, contaventeo diagonal, riostra diagonal.Miembrosestructuralesin-clinadosqueen lospórticosarriostradosresistenprimordialmentecargaaxial.Appendix6.1.Diagonal bracing.
Arriostramiento nodal. Arriostramientoqueprevieneelmovimientolateraloeltorcimientoin-dependientementedeotrosarriostramientosenlospuntosdearriostramientoadyacentes.Apen-dix6.1.Nodal brace.
Arriostramiento relativo. Arriostramientoquecontrolaelmovimientorelativoentredospuntosdearriostramientoadyacentesenlalongituddelavigaocolumna oreferentealdesplazamientorelativodedos entrepisos enunpórtico (ver arriostramiento nodal).Appendix6.1.Relative brace.
Arriostramiento torsional.Arriostramientoqueresisteel torcimientodeunaviga o columna. Appendix 6. Torsional bracing.
Articulación o rótula plática.Zonadecedenciaqueseformaenunmiembroestructuralcuandosealcanzaelmomento plástico.Sesuponequeelmiembrorotacomosiestuvieraarticulado,exceptoquetalrotaciónestárestringidaporelmomento plástico.Appendix1. Plastic hinge.
Aseguramiento de la calidad.Sistemadeactividadesycontrolesimplementadoenel talleryenlaobraporelpropietarioosurepresentanteparapropiciarenélmismoylasautoridadesresponsables de las edificaciones la confianza de que se han implementado y se cumple con los requisitosdecalidad.M.Quality assurance.
Autoridad competente, autoridad cuya jurisdicción corresponda. Autoridad competente quesegún la leyes tengaatribucionesy jurisdicciónsobreelcontroldelcumplimientodeLeyes,Normas, Códigos, Reglamentos, Ordenanzas, Especificaciones y otros documentos legales per-tinentesalaconstruccióndeobrasciviles.A1.Authority having jurisdiction (AHJ).
Balancín. Soporte con superficie curvada en el cual el miembro que se apoya puede balancearse paraadecuarsealasdilatacionestérmicas.J7.(b).Expansion rocker.
Biela, barra de ojo. Untipoparticulardemiembrotraccionadoconectadoconpasador.Elmiem-broserádeespesoruniformeconextremosocabezasforjadasocortadastérmicamenteconunaanchuramayorqueladelcuerpo.Lasbielassedimensionarándetalmaneraquelaresistenciadelcuerpoylascabezasextremasseanaproximadamentelasmismas.D6.Eyebar.
Borde o pie del filete. Punto de unión de la cara del filete de soldadura y el metal base. Punto tangente del filete de una sección laminada. J2. Toe of fillet.
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16-36 GLOSARIO
Capacidad de rotación. Es el incremento de rotación angular que un perfil dado es capaz de resistir ante una carga excesiva. La capacidad de rotación se define como la relación entre la rotacióninelásticaalcanzadaylarotaciónidealizadacorrespondientealaprimeracedencia.B4. Rotation capacity.
Cara de la rama. Lapareddelmiembro tubular HSS de una ramaomiembroramal.K2.3d.Branch face.
Carga. Fuerza u otra acción que resulta del peso de los materiales de construcción de la edifica-ción,elpesoylaactividaddesusocupantesysuspertenencias,efectosambientalesyclimáti-cos,movimientosdiferenciales,orestriccionesaloscambiosdimensionales.B2.load †.
Carga cíclica. Cargaexternaaplicadarepetidamenteyquepuedesolicitarenfatigaalaestruc-tura.CommentaryD2.Cyclic load.
Carga crítica. Cargaalacualunmiembroperfectamenterectopuedeadoptarunadelasdosposicionesdeequilibrio,segúnlodetermineunanálisisteóricodeestabilidad.Enmiembrosencompresión (columna) puede permanecer recta o adoptar una posición flectada. En el caso de miembros en flexión (viga), puede flectar y torcerse fuera de su plano o permanecer flexionada ensuplano.CommentaryApp.7.3.Critical load.
Carga de aplastamiento.Áreadelacolumnamultiplicadaporlatensióncedente.CommentaryApp.1.5.1.Squash load.
Carga de punzonado.Componentedelafuerzaenunmiembro de ramaperpendicularalcordón.K2(a).Punching load.
Carga de servicio. Cargaconlacualseevalúaelestado límite de servicio.L.Service load †.
Carga desigualmente distribuida.EnunaconexióntubularHSS,condiciónenlacuallacarganoestádistribuidaatravésdelaseccióntransversaldeloselementosconectadosdemaneraquepuedeserrápidamentedeterminada.K1.3.3b.Uneven load distribution.
Carga lateral. Cargaactuandoendirecciónlateral,talcomolosefectosproducidosporelvientooelsismo.B1.Lateral load.
Carga mayorada, solicitación mayorada. Productodelfactor de mayoración de cargas porlacarga nominal.B.Factored load †.
Carga nominal. Magnitud de carga especificada en el código aplicable de edificaciones.B2.nominal load †.
Carga permanente. Cargadeaplicaciónprolongadaenlacuallasvariacioneseneltiemposonrarasodepequeñamagnitud.Todaslasotrascargassoncargasvariables.Appendix2;Com-mentaryL2.Permanent load †.
Carga variable. Cargaconvariaciónsustancialeneltiempo.CommentaryB2.Carga noclasi-ficada como carga permanente. Appendix 2. Variable load † .
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GLOSARIO 16-37
PAR
TE
16
Cargas ficticias, cargas nocionales. Cargavirtualaplicadaenunanálisisestructuralparatomarencuentalosefectosdesestabilizadoresquedeotramaneranoestánincluidosenlasdisposicio-nesdediseño.Appendix7.2.Notional load.
Cargas verticales, cargas gravitacionales o gravitatorias.Carga,talcomolaproducidaporlascargaspermanentesyvariables,actuandohaciaabajo.C1.3.Gravity load.
Cartela de concreto.Secciónsólidadeconcretoqueresultaporlainterrupcióndelsofito metáli-coacadaladodelavigadeunsistemadepisomixto.I.3.2.2c(3).Concrete haunch.
Cartela, plancha o chapa de nodo, plancha o chapa gusset.Planchaquesecolocaenlasco-nexiones de las celosías para unir sus miembros o miembro en compresión (puntal) o arriostra-mientoaunavigaocolumna.B3.13.b.Gusset plate.
Cedencia. Estado límite dedeformacióninelásticaqueocurredespuésquesehaalcanzadolatensión cedente.D5.1.Yielding.
Cedencia (momento cedente). Momento de flexión para el cual la fibra extrema de la sección alcanzalacedencia.F10.1.Yielding (yield moment).
Cedencia (momento plástico). Cedenciaatravésdelaseccióntransversaldeunmiembrocomoel momento flector alcanza el momento plástico. F2.Yielding (plastic moment).
Cedencia local. Cedenciaqueocurreenunárealocaldeunelemento.K1.6.Local yielding**.
Cedencia por corte.Cedenciaqueocurredebidoalcorte.G2.1.Shear yielding.
Cedencia por corte (punzonado). En una conexión tubular HSS, el estado límite basado en la re-sistenciaalcortefueradelplanodelapareddelcordónocordónalacualseconectan.K1.3.3b.Shear yielding (punching).
Cedencia por torsión. Cedenciaqueocurredebidoa la torsión.Appendix6.3.Torsional yel-ding.
Cedencia por tracción. Cedenciaqueocurredebido a la tracción.D2.Tensile yielding.
Cerramientos.Cerramientos exterioresdeunaestructura.L7.Cladding.
Claro en la conexión. Conexión en celosías con tubulares HSS con un claro o separación en la caradelcordónentrelosmiembros de una ramaintersectante.K2.2a.Gap connection.
Código aplicable de edificaciones. Código de edificaciones bajo el la cual se analiza y diseña (proyecta)laestructura.A1.1.Aplicable building code (ABC) †.
Coeficiente de modificación de la respuesta sísmica. Factor de modificación de la respuesta sísmica. Factor de reducción de las fuerzas sísmicas elásticas para obtener las fuerzas sísmicas dediseñoparaunsistemaestructural.A1.1.Seismic response modification coefficient.
Colapso general.Estado límite de plastificación del cordónenlosladosopuestosdelmiembro
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16-38 GLOSARIO
tubularredondoHSSquehacedecordónenlaconexiónencruz.K.General collapse.
Columna. Miembro estructural cuya principal función es resistir carga axial de compresión.C1.3b.Column.
Columna dependiente. Columnaquesóloresistecargas gravitacionales, ycuyasconexionesnosuministranresistenciaalascargaslaterales.CommentaryC2.Leaning column.
Columna mixta embebida o embonada. Columna mixtaacero-concretoconsistenteenunoomasperfiles de acero embebidos en el concreto de la columna. I2.1. Encased composite column.
Columna tubular rellena de concreto. Columna mixta constituida por un perfil tubular HSSotubería relleno de concreto estructural.Lapareddeltuboactúacomoconcha.I2.2.Filled com-posite column.
Combinación de cargas de servicio. Combinación de carga para evaluar el estado límite de ser-vicio.L.Service load combination.
Combinación de solicitaciones ASD, combinación de cargas ASD.Combinacióndesolicitacio-nesestablecidasenelcódigo de construcción aplicableparaelMétododelasTensionesAdmi-sibles.B3.4. ASD load combination †.
Combinaciones de cargas LRFD, hipótesis de solicitaciones LRFD.Combinacionesdelasso-licitacionesprevistasenelcódigo aplicable de edificaciones paraeldiseñosegúnelmétodo de los factores de carga y resistencia.B3.3.LRFD load combination †.
Componente estructural.Miembro,conector,elementosdeconexiónoensamblaje.B3.3. Struc-tural component †.
Concentración de tensiones. Tensiones localizadas cuya intensidad es mucho mayor que elpromedio(aúnenseccionesdeespesorconstantecargadasuniformemente)debidoacambiosabruptos en la geometría o cargas localizadas. J10. Stress concentration.
Conectores de corte, espárragos, espigos. Pernos con cabeza, perfiles canal, planchas u otros perfiles soldados a miembros de acero y embebidos en concreto, que transmiten las fuerzas de corteenelinterfazentrelosdosmaterialesdel miembro mixto. A3.6.Shear connector.
Conexión. Combinacióndeelementosestructuralesyjuntas paratransmitirfuerzasentredosomásmiembros.A3.1c.Connection †.
Conexión de deslizamiento crítico. Conexión empernada en la cual las fuerzas cortantes setransmitenexclusivamentepor lafuerzadefriccióndesarrolladaentre lasplanchasdebidoalaprietedelospernos.J1.8.Slip-critical connection.
Conexión de momento parcialmente restringida. Conexióncapazdetransferirmomentoconunarotaciónnodespreciableentre losmiembrosconectados.B3.6b.Partially restrained moment connection.
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GLOSARIO 16-39
PAR
TE
16
Conexión de momento totalmente restringida.Conexióncapazdetransferirmomentosinrota-ciónapreciableentrelosmiembrosconectados.B3.6b.Fully restrained moment connection.
Conexión de momento. Conexión que transmite momentos flectores entre los miembros conec-tados.B3.6b.Moment connection.
Conexión en cruz. ConexióndetubularesHSSenlacuallasfuerzasenlosmiembros de ramaoelementosdeconexióntransversalesalmiembro principalestánenequilibriodefuerzasconlosotrosmiembrosdelaramaoelementosdeconexióndelladoopuestodelmiembroprincipal.K1.3.3a.Cross- connection.
Conexión en K. ConexióntubularHSSenlacuallasfuerzasenlosmiembros de ramaoelemen-tosconectadostransversalmentealmiembro principalestánequilibradasprincipalmenteporlasfuerzasenlosotrosmiembrosdelaramaoelementosconectadosdelmismoladodelmiembroprincipal.K2.K-connection.
Conexión en T.ConexióntubularHSS enlacuallosmiembros de ramaoelementosconectantesestánperpendicularesalmiembro principalyenlacuallasfuerzastransversalesalmiembroprincipalestánequilibradasporcorteenelmiembroprincipal.K1.3.3.a.T-connection.
Conexión en Y.ConexióntubularHSSenlacualelmiembro de rama oloselementosdeco-nexiónnosonperpendicularesalmiembro principalyen lacual las fuerzas transversalesalmiembroprincipalestánequilibradasporcorteenelmiembroprincipal.K3.2a.Y-connection.
Conexión flexible. Conexión que permite una parte, pero no toda, de la rotación que ocurriría enelextremodeunavigasiestuviesesimplementeapoyada.CommentaryApp.7.1.Flexible connection.
Conexión simple, conexión de corte. Conexión que transmite momentos flectores despreciables entrelosmiembrosconectados.B3.6a. Simple connection.
Conexión solapada, conexión traslapada.ConexióntubularHSSenlacualsesolapanlosmiem-bros de ramas que se intersectan. K2.3a(9). Hace falta figura. Overlap connection.
Conexión tipo aplastamiento.Conexión empernada en la cual las fuerzas cortantes se trans-mitenporelaplastamientodelospernoscontraloselementosdeconexión.J3.1.Bearing-type connection.
Contraflecha. Curvatura introducida en una viga o viga de celosía en sentido contrario a la flecha producidaporlascargas.L2.Camber.
Control de la calidad.Sistemadecontrolimplementadoeneltalleryenlaobraporelfabrican-teyelmontadorparaasegurarquelosrequisitoscontractualesydelasempresasdefabricaciónydemontajesehansatisfecho.B5.Quality control.
Correa, costanera, larguero.Miembroestructuralhorizontalquesoportalacubiertadetechoyprincipalmente está solicitado a flexión por cargas verticales, tales como la nieve, el viento o las cargaspermanentes.Purlin †.
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16-40 GLOSARIO
Corte horizontal.Enunaviga mixta, fuerza en el interfaz de las superficies de acero y concreto. F13.3.Horizontal shear.
Corte térmico. Cortecongas,plasmaoláser.J1.6.Thermally cut.
Corte, destaje, rebaje, despatinar, destijere. Cortehechoenelaladeunmiembroestructuralparaajustarloalaformadelmiembroqueintersecta.J1.6.Cope.
Curva de resistencia de columna.Unacurvaqueexpresalarelaciónentrelaresistenciaacargaaxialdelacolumnaenfuncióndesurelacióndeesbeltez.CommentaryC-E1.Column curve.
Curvatura reversa.Verdoblecurvatura.C2.1b.Reverse curvature.
Curvatura simple. Deformada sin puntos de inflexión dentro del tramo de una viga. C2.1b. Single curvature.
Deriva, deflexión o distorsión lateral. Desplazamientolateraldeunaestructura.C1.3.Drift.
Deriva de entrepisos.Desplazamientohorizontalrelativodeentrepisos,calculadocomoladi-ferencia de desplazamientos horizontales de dos niveles consecutivos de una edificación (δn-δn-1), dividido por la distancia de los entrepisos, h, es decir (δn-δn-1)/h). Commentary L4.Interstory drift.
Deriva total de la edificación. Desplazamientolateraldeunpórticoeneltopedelpisomásocu-pado dividido por la altura de edificio en ese nivel, ∆/h. Comentary L4. Total building drift.
Deslizamiento.Enunaconexiónempernada,elestado límite referentealmovimientorelativodelaspartesconectadasprevioaquesealcancelaresistenciadisponibledelaconexión.M2.6.Slip.
Desplazamiento lateral. Elmovimiento lateraldeunaestructurabajo laacciónde lascargaslaterales, las cargasverticales asimétricasopor laspropiedades asimétricasde la estructura.CommentaryApp.7.Sidesway.
Desplazamiento lateral del alma por pandeo. Estado límitedepandeolateraldelalaentracciónopuestaalalocalizacióndelafuerzaconcentradadecompresión.J10.4.Web sidesway bukling.
Desplazamiento lateral por aplastamiento del alma. Estado límitedepandeoinelásticodelalmadelascaraslateralesdeun miembro cordón o cordón en una conexión de celosía tubular HSS.K.Sidewall crippling.
Desplazamiento lateral por pandeo. Estado límitedepandeolateraldelalaentracciónopuestaalalocalizacióndeunacargaconcentradadecompresión.J10.4.Elmododepandeodeunpórticodemúltiplesentrepisosprecipitadoporeldesplazamientorelativodelosnodosqueconducenalafallapordesplazamientolateraldelpórtico.CommentaryJ10.sidesway buckling.desplazamiento por aplastamiento. Estado límitebasadoenlaresistenciaalaplastamientodelascaraslateralesdeunmiembro cordón o cordón en una conexión de celosía tubular HSS.K.Sidewall crushing.
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GLOSARIO 16-41
PAR
TE
16
Diafragma. Techo, piso u otra membrana o sistema de arriostramiento con suficiente rigidez en suplano,diseñadoparatransmitirlasfuerzashorizontalesalsistemaderesistenciadefuerzaslaterales.F13.4.Diaphragm †.
Dimensiones nominales.Designaciónodimensionesteóricas,comolasquesesuministranenlastablasdepropiedadesdelassecciones.B3.13b.Nominal dimension.
Distorsión de la rigidez. Rigidez flexional fuera del plano del alma. K. Distortional stiffness.
Doble curvatura. Una condición de flexión en la cual los momentos en los extremos del miem-bro provocan que la deformada tenga uno o más puntos de inflexión. J10. Double curvature.
Efecto de apalancamiento o efecto de palanca. Amplificación de las fuerzas de tracción en un pernocausadoporelefectodeapalancamientoentreelpuntodeaplicacióndelacarga,elpernoylareaccióndeloselementosconectados.Appendix3.2. Prying action.
Efecto de longitud.Consideracióndelareducciónenresistenciadeunmiembrobasadaensulongitud no arriostrada.I2.1.1e.Length effects.
Efecto P-δ.Efectodesegundoordendelascargasqueactúanenladeformadadeunmiembroentrejuntasonodos.C1.1.P-δ effect.
Efecto P-∆.Efectodesegundoordendelascargasqueactúanenlajuntasonodosdesplazadosde una estructura. En las estructuras de edificaciones de múltiples pisos, este efecto de las cargas actúasobrelaposicióndesplazadalateraldelospisosytechos.C1.1.P-∆ effect.
Efectos de segundo orden. Efecto de las cargas actuando en la configuración deformada de una estructura,incluyelosefectos P-δyP-∆.C1.1.Second-order effect.
Eje de gravedad, eje baricéntrico. Eje longitudinalatravésdelcentrodegravedaddeunmiem-bro.C.Gravity axis.
Eje débil.Elejemenorprincipaldeunaseccióntransversal.G7.Weak axis.
Eje fuerte.Elejeprincipalmayordeunaseccióntransversal.H1.1. Strong axis.
Eje geométrico.Ejeparaleloalalma,alaoladodeunangular.F10.Geometric axis.
Ejes principales.Sonaquellosejesperpendicularesquepasanporelcentrodegravedaddeunasección y respecto a los cuales sus momentos de inercia máximos y mínimos, siendo el producto deinerciaparaestoscero.F10.Principal axis.
Elemento no rigidizado o atiesado. Elementoplanocomprimidoadyacenteconelementosfueradelplanoalolargodeunbordeparaleloenladireccióndelacarga.B4.1.Unstiffened element.
Elemento rigidizado o elemento atiesado.Elementoplanoencompresiónencuyosextremosy fuera del plano se encuentran elementos paralelos a la dirección de carga. B4.1. Stiffened element.
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16-42 GLOSARIO
Empalme.Laconexiónentredosmiembrosoelementosestructuralesunidosensusextremosparaformarunsolomiembrooelementomáslargo.A31c.Splice.
Empozamiento, encharcamiento, aguas estancadas.Retencióndeaguadebidosolamentealadeformación por flexión (flecha) de un techo relativamente plano. B3.8. Ponding.
Endurecimiento por deformación.Fenómenoqueexhibenlosacerosdúctiles,yqueconsisteenquedespuésdealcanzarunagrandeformación,justodespuésdelpuntocedente,exhibenlaca-pacidadderesistircargassustancialmentemayoresqueaquellaqueprodujolacedenciainicial.CommentaryD2. Strain hardening.
Ensayo Charpy de impacto en probeta con entalla en V.Ensayodinámicoestándarparamedirlatenacidadenlaentalladuradeunaprobeta.A3.1c.Charpy V-notch impact test.
Ensayos no destructivos. Procedimientodeinspecciónsindestrucciónniafectacióndelainte-gridaddelmaterial.Appendix5.Nondestructive testing.
Escama o cascarilla de laminación. Óxido superficial que cubre al acero obtenido en un proceso delaminaciónencaliente.J3.1.Mill scale.
Espesor de pared para diseño. EnlostubularesHSS,eselespesordeparedsupuestoenlade-terminacióndelaspropiedadesdelasección.B3.12. Design wall tickness.
Estabilidad.Condiciónquesealcanzaalcargaruncomponenteestructural,pórticooestructuraen la cual una ligera perturbación en las cargas o la geometría no produce grandes desplazamien-tos.B3.5.Stability.
Estado límite.Lasituaciónmásalládelacualunaestructura,miembroocomponentees-tructuralquedainútilparasuusoprevisto(estado límite de servicio)odealcanzarelago-tamientodesucapacidadresistente(estado límite de agotamiento resistente).B3.2.Limit state.
Estado límite de resistencia. La condición límite que afecta la seguridad de la estructura, y en la cualsealcanzalacapacidaddeagotamientoresistente.B3.2.Strenght limit state.
Estado límite de servicio. Condición límite que afecta la capacidad de la estructura de preservar suapariencia,mantenimiento,durabilidad,confortdesusocupantesofuncionamientodema-quinariasbajocondicionesnormalesdeocupaciónyuso.B3.7.Serviceability limit state.
Excentricidad en la unión. Para conexiones en celosías tubulares HSS, la distancia perpendicu-larentreelcentrodegravedaddelmiembroquehacedecordónylaintersecciónconlospuntosdetrabajodelosmiembrosdelarama.K2.2a.Joint eccentricity.
Extremo libre de rotar.Elextremodeunmiembroquenoesrestringidocontralarotaciónporrigidizadoresoelementosdeconexión.J10.Unframed end.
Factor de amplificación.Factorquemultiplica losresultadosdeunanálisis de primer ordenparaemularlassolicitaciones de segundo orden.C2.1b.Amplification factor.
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GLOSARIO 16-43
PAR
TE
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Factor de carga, factor de mayoración de las solicitaciones. Factorqueconsideralasdesviacio-nesdelacargarealrespectoalacarganominal,lasincertidumbresenelanálisisquetransformalasaccionesensolicitaciones,ylaprobabilidaddequemasdeunacargaextremaocurrasimul-táneamente.B2.Load factor †.
Factor de longitud efectiva, K.Larelaciónentrelalongitud efectivaylalongitudnoarriostradadeunmiembro.C1.3a.Effective length factor.
Factor de minoración de la resistencia, factor de resistencia.Factorquetomaencuentalasin-evitablesdesviacionesdelaresistenciarealrespectoalaresistenciateóricaydelmododefallaysusconsecuencias,B3.3.Resistance factor,φ †.
Factor de seguridad.Factorquetomaencuentalasdesviacionesentrelaresistenciarealylaresistenciateórica,lasdesviacionesentrelacargarealylacarganominal,ylasincertidumbresdelanálisisenlatransformacióndelascargasensolicitaciones,ydelmododefallaysuscon-secuencias.B3.4.Safety factor, Ω†.
Falla por distorsión. Estado límite en las conexiones de celosías tubulares HSS que consiste en ladistorsióndelaseccióntransversalrectangularasecciónromboidaldelmiembroquehacedecordón.K3.3c.Distorsion failure.
Fatiga. Estado límite de inicio y crecimiento de fisuras y grietas resultantes de la aplicación repetidadecargasvariables.B3.9.Fatigue.
Flexión desviada. Flexión simultánea enunmiembroalrededordedos ejesperpendiculares.CommentaryF10.2.Biaxial bending.
Flexión local. Estado límiteparagrandesdeformacionesdeunalasolicitadaporunacargacon-centradadetracción.J10.1.Local bending **.
Fractura frágil.Clivajeabruptoconpequeñaoningunadeformacióndúctilprevia.CommentaryJ1.5. Brittle fracture.
Fuerza.Resultantedeladistribucióndetensionessobreunáreapredeterminada.A.3.1c.For-ce.
Fuerza simplemente concentrada.Fuerzadetracciónodecompresiónaplicadanormalmentealaladeunmiembro.J10.Single-concentrated force.
Gramil.Espaciamientotransversalmedidocentroacentrodeconectores.B3.13b.Gage.
Índice de daño por deriva.Parámetrousadoparamedirelpotencialdedañocausadopor laderivadeentrepisos.CommentaryL4.Drift damage index.
Inestabilidad. Estado límitequesealcanzaalcargaruncomponenteestructural,unpórticoouna estructura en la cual una ligera perturbación en las cargas o la geometría produce grandes desplazamientos.C. Instability.
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16-44 GLOSARIO
Inestabilidad en el plano. Estado límite de una viga-columna que flexa alrededor de su eje mayorindependientementequelosarriostramientos lateralesprevenganelpandeo lateraloel pandeo lateral torsional.H1.3.In-plane instability.
Ingeniero residente. Profesional debidamente autorizado para tomar decisiones en la obra.B3.10.Engineering of record.
Interacción directa de adherencia. Mecanismodetransferenciadefuerzasentreelaceroyelconcreto en secciones mixtas por la acción de las tensiones de adherencia del acero. I2.2.e.Direct bond iteraction.
Junta con ajuste sin juego, junta con apriete ajustado, junta en condición de apriete al llegue.Junta cuyas partes están asentadas y en firme contacto, tal como se especifica en el Capítulo J. J1.10.Snug-tightened joint.
Junta con pernos pretensionados. Junta con pernos de alta resistencia apretados a la mínima carga de pretensión especificada. J.1.10. Prestensioned joint.
Junta con soldadura de ranura de penetración parcial. Soldadura de ranura enlacuallape-netración es intencionalmente menor que el espesor completo del elemento conectado. J1.6.Partial-joint-penetration groove weld (PJP).
Junta o unión de solape, o de traslape.JuntamediantelasuperposiciónenplanosparalelosdedoselementosdeconexiónJ.2.2b.Lap joint.
Lámina de acero. Enunsistemadepisomixto,elaceroutilizadoparacerrarlamisceláneaenunsofito metálico, tal como la cenefa del techo. I3.2. Sheet steel.
Larguero, ¿costanera de pared?. Miembroestructuralhorizontalquesoportalospanelesdelasparedes y está solicitado principalmente por flexión bajo cargashorizontales, talescomo lasdebidasalviento.C.Girt †.
Longitud de transferencia adecuada, longitud de desarrollo adecuada. Lasbarrasdeaceroderefuerzosedetallaránparacederdeunamaneradúctilantesdequeocurraelaplastamientodelconcreto. A fin de no mermar su adecuado desarrollo, las barras de refuerzo cumplirán con los requisitosdelACI318enloreferentealongituddetransferencia,espaciamientoyrecubrimien-to.I3.2b.Properly developed.
Longitud efectiva.Lalongitudequivalentedeunacolumnaconlamismaresistenciacuandoseanalizaconsusapoyosextremosarticulados.J2.2.a.Effective length.
Longitud no arriostrada.Distanciaentrepuntosarriostradosdeunmiembro,medidaentreloscentrosdegravedaddelosmiembrosdearriostramiento.F9.2.Unbraced length.
Mecanismo. Un sistema articulado capaz de deformarse sin un incremento finito de la carga. Se usaenelsentidoparticulardequelavinculaciónpuedeincluirarticulacionesrealesy/oplásti-cas.I2.2e.Mechanics.
Mediacaña. Ranura o cavidad con superficie relativamente lisa resultante de una deformación
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GLOSARIO 16-45
PAR
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plásticaodelaremocióndematerial.M2.2.Gouge.
Medio de unión.Términogenéricoparapernos,remachesuotrosdispositivosdeunión.B3.13.B.fastener.
Meseta de cedencia. Laporcióndelacurvatensión-deformaciónenunmiembrouniaxialmentecomprimidootraccionadoenelcuallastensionespermanecenesencialmenteconstantesmien-traslasdeformacionesseincrementansustancialmente.CommentaryA3.1a.Yield plateau.
Metal de aporte. Metaloaleaciónquepasadelelectrodoalmetalbaseduranteelprocesodefusiónalefectuarunajuntasoldada.A3.5.Filler metal.
Metal soldado. Aquellapartedelmetalquesehafundidoduranteelprocesodesoldadura.Elmetalbaseestáconstituidoporelmetalbaseyeldeaportefundidosenelciclotérmicodelasoldadura.B3.13b.Weld metal.
Método de análisis directo. Métododediseñoporestabilidadqueconsideralosefectosdelastensionesresidualesyeldesplomeinicialdeunpórticoparareducirlarigidezyaplicarcargas ficticias o nocionales en un análisis de segundo orden.C2.2.Direct analysis method.
Método de las tensiones compatibles, método de la compatibilidad de las deformaciones.Méto-doparadeterminarlastensionesenunmiembromixtoconsiderandolarelacióntensión-defor-macióndecadamaterialysulocalizaciónconrespectoalejeneutrodelaseccióntransversal.I4.Strain compatibility method.
Método de distribución de las tensiones plásticas. Métodoparaladeterminacióndelastensio-nesenunmiembromixtosuponiendoqueenlaseccióntransversalhancedidocompletamentelaseccióndeaceroyelconcreto.I1.1.Plastic stress distribution method.
Método de las tensiones admisibles, método de los esfuerzos admisibles (ASD), método de las tensiones compatibles, método de la compatibilidad de deformaciones. Método para dimen-sionarcomponentes estructurales tal que las tensiones calculadas con lascombinaciones de cargas. ASDnoexcedanlastensiones admisibles.B3.ASD. Allowable strength design †.
Método del giro de la tuerca. Procedimiento mediante el cual la pretracción especificada para los per-nosdealtaresistenciasecontrolamediantelarotacióndelallaveunadeterminadacantidaddespuésquelastuercassehanllevadoalacondicióndeaprieteajustado.J3.Turn-of-nut method.
Método LRFD, método de diseño por factores de carga y resistencia, método de diseño por car-gas y resistencias mayoradas.Métododedimensionamientodecomponentes estructuralestalquelaresistencia de diseñoigualeoexcedalassolicitaciones de diseñoprovenientesdelascom-binaciones LRFD para cargas.B3.LRFD (AcrónimodeLoad Resistance Factor Design) †.
Miembro dispuesto como cordón o miembro principal.ParatubularesHSS,elmiembroprincipalque se extiende a través de la conexión de una celosía. K1.3.3b. Chord member.
Miembro primario.Enelanálisisdeestancamientodeagua,lavigaquesoportalasreaccionesconcen-tradasdelosmiembrossecundariosqueseconectanenella.CommentaryAppen.2.Primary member.
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16-46 GLOSARIO
Miembro principal.Enconexiones tubularesHSS,elmiembro que hace de cordón o cordón,columna u otro miembro HSS al cual se fijan los miembros de una rama u otros elementos de conexión.K.Main member.
Miembro secundario.Enelanálisisdeestancamientodeagua,lavigaoviguetaquedirectamen-tesoportalascargasdistribuidasdeaguaestancadaeneltechodelaestructura.CommentaryApp.2.Secondary member.
Miembros de rama.EnconexionestubularesHSS,miembroqueterminaenelmiembro dispues-to como cordón o miembro principal.K1.3.3.b.Branch member.
Miembros estructurales formados o conformados en frío. Perfil fabricado a temperatura ambien-teporplegadorasodobladorasdeláminascortadasdebobinasoplanchas(laminadasencalienteo en frío), o por el paso de bobinas o de láminas cortadas a través de perfiladoras o rodillos conformadores.A1.Cold-formed steel structural member †.
Miembros, sección transversal, sección, perfil compuesto, perfil armado, perfil ensamblado.Miembro, sección transversal, sección o perfil fabricado que resulta de la unión soldada o em-pernadadeelementosestructurales,demaneraquetrabajenenconjunto.D4.Built-up member, cross-section, section, shape.
Mixto. Condición en la cual los miembros constituidos por perfiles de acero y concreto reforzado unidosestructuralmentedemaneraquetrabajenenconjunto.G8.Composite.
Módulo efectivo de sección. Módulo de sección modificado para tomar en cuenta el pandeo de loselementosesbeltosencompresión.F7.2.Effective section modulus.
Módulo tangente.Paracualquierniveldetensiones,lapendientedelacurvatensión-deforma-cióndeunmaterialenelrangoinelástico,talcomosedeterminaenelensayoacompresióndepequeñosespecimenesbajocondicionescontroladas.Tangent modulus.
Momento cedente. En un miembro solicitado a flexión, el momento para el cual la fibra extrema alcanzalatensióncedente.F10.1.Yield moment.
Momento de inercia efectiva. Elmomentodeinerciadelaseccióntransversaldeunmiembroque permanece elástica mientras ocurre su plastificación parcial, usualmente bajo la combina-ción de tensiones residuales y tensiones aplicadas. Así mismo, el momento de inercia basado enlasanchurasefectivasdeloselementosquepandeanlocalmente.También,elmomentodeinerciausadoeneldiseñodemiembrosdesecciónmixtaconacciónmixtaparcial.CommentaryI3.1.Effective moment of inertia.
momento plástico.Momentoresistente teóricodeunasecciónquehacedidocompletamente.Appendix1. Plastic moment.
Muro estructural, muro de corte.Muroestructuralqueensuplanosuministraalsistemaestruc-turalresistenciaalascargaslateralesyestabilidad.C1.3.Shear wall †.
Nomograma, gráfico para determinar el factor de longitud efectiva en columnas.NomogramaparaladeterminacióndelfactordelongitudefectivaKparaalgunostiposdecolumnas.Com-
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GLOSARIO 16-47
PAR
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mentaryC2.2.b.Aligment chart.
Pandeo. Estado límite de cambio repentino en la geometría de una estructura o de cualquiera de sus componentes en condición de carga crítica. B. Buckling.
Pandeo del alma por compresión. Estado límite depandeodelalmafueradesuplanodebidoalacompresióndefuerzasconcentradasensuplano.J10.5.Web compression buckling.
Pandeo del alma. Estado límitedeinestabilidadlateraldeunalma.J10.Web buckling.
Pandeo flexional. Modo de pandeo en el cual un miembro en compresión flecta o pandea lateral-mentesintorcerseogirarnicambiarlaformadesuseccióntransversal.E1.Flexural buckling.
Pandeo flexotorsional.Mododepandeoenelqueunmiembrocomprimidosimultáneamenteseflecta y tuerce sin cambiar la forma de su sección transversal. E1. Commentary Appendix 7.1 Flexural-torsional buckling †.
Pandeo fuera del plano. Estado límite de una viga-columna que flecta alrededor de su eje mayor mientrasqueelpandeolateralopandeo lateral torsionalnoestáimpedidoporningúnarriostra-mientolateral.H1.3.Out-of-plane buckling.
pandeo lateral torsional. Modo de pandeo de un miembro en flexión, que involucra flecha per-pendicular al plano de flexión (flecha lateral) simultáneamente con un torcimiento alrededor del centrodecortedelaseccióntransversal.F1.Lateral-torsional buckling.
Pandeo local. Estado límite depandeodeunelementoencompresióndelaseccióntransversal.F3.Local buckling**.
Pandeo por corte.Mododepandeoenelcualunelementotipoplaca,comoelalmadeunaviga,sedeformaensuplanocuandoseaplicauncortepuro.G2.1.Shear buckling.
Pandeo torsional.Mododepandeoenelcualunmiembrocomprimidogiraalrededordelejedelcentrodecorte.E1.Torsional buckling.
Panel final o extremo. Enlasvigasdiseñadasconelconceptodecampodetracción,elpaneldelalmaconunsolopaneladyacentedeunlado.G3.1.End panel.
Par de fuerzas concentradas. Dosfuerzasigualesyopuestasqueformanunpardelmismoladodelmiembrocargado.J10. Double-concentrate forces.
Paso. Separación longitudinal medida centro a centro entre conectores consecutivos en unamisma fila en la dirección de la fuerza que actúa en la conexión. B3.13b. Pitch.
Plancha, placa o chapa adosada; plancha, placa o chapa de refuerzo nodal.Planchaadosadayparalelaalalmadeunaviga o columnaparaincrementarsuresistenciaafuerzasconcentradas.J10. Doubler.
plancha de cubierta, cubreplacas.Planchaqueseempernaosueldaalaladeunmiembroparaincremen-tareláreadelaseccióntransversal,elmódulodesecciónoelmomentodeinercia.D4.Cover plate.
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16-48 GLOSARIO
plancha, placa o chapa que actúa como diafragma.Planchadispuestaenelplanodecorteparadotarlo de suficiente rigidez y resistencia para poder transferir las fuerzas a los elementos sopor-tantes.B4.2(c). Diaphragm plate.
Plancha, pletina o platina de relleno.Planchaqueseusaparaarmarelespesordeuncompo-nente.D6.2.Filler.
Planchas o pletinas de ajuste, cuñas de calzar.Delgadacapadematerialutilizadopararellenarun espacio entre dos superficies de unión o de aplastamiento. M2.5. Shim.
Plastificación. EnunaconexióntubularHSS,elestado límite basado en la flexión fuera del pla-no del mecanismo de las líneas de cedencia por flexión en el cordónenlaconexióndemiembros de rama.F4.3.Plastification.
Porcentaje de alargamiento.Medidadeductilidaddeterminadamedianteensayosa tracción,comolarazónentrelamáximaelongacióndelalongitudcalibradadivididaporlalongitudini-cialmentecalibrada.K.Percent elongation.
Pórtico o marco arriostrado, pórtico o marco contraventeado; pórtico reticulado vertical. Esencialmente es un sistema vertical en celosía dispuesto para resistir fuerzas laterales y sumi-nistrarestabilidadalsistema estructural.C1.3.Braced frame †.
Pórtico o marco para cargas verticales.Porcióndelsistemaaporticadonoincluidoenel sistema de resistencia a carga lateral.C. Gravity frame.
Pórtico o marco resistente a momento.Sistemaaporticadoquesuministraresistenciaalasfuer-zaslateralesyproporcionaestabilidadalsistema estructural,principalmenteporlaresistenciaal corte y a la flexión de sus miembros y conexiones. C1.3. Moment frame †.
Pórtico o marco rígido. Estructuraenquelasconexionesmantienenlarelaciónangularentrelasvigasylascolumnaqueresistenlascargas.CommentaryB1.Rigid frame.
Presilla, plancha de enlace. Planchamediantelacualseunendoscomponentesparalelosparaformarunmiembro compuesto, columna, viga o puntal rígidamente conectado a los componen-tesparalelosydiseñadoparatransmitircorteentreellos.D4.tie plate.
presillas, placas de refuerzo. Planchadiseñadaparatransmitircorteentredoscomponentespa-ralelosdeunacolumna o viga compuesta, a los cuales se conecta rígidamente. I2.1f. Batten plate.
Punto cedente.Primeratensiónenunmaterialenelcualocurreunincrementodelasdeforma-ciones sin un incremento en las tensiones como lo define ASTM.B. Yield point †.
Raíz de la junta o unión.Porcióndeunajunta asersoldadadondelosmiembrosestánmuycercaunosdeotros.J2. Root of joint.
Raíz de la soldadura. Verraíz de la junta. Weld root.
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GLOSARIO 16-49
PAR
TE
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recorrido de tensiones, rango de tensiones de diseño. Cambioenlamagnituddelastensionesdebidoalarepetidacargaydescargadelascargasvariablesdeservicio.Enlaszonassolicitadasporlareversióndetensionesesladiferenciaalgebraicadelospicosdetensiones.Appendix3.1.design stress range*.
Re-entrante.Enuncorteoagujerodeaccesoalasoldadura,uncorteenelcambioabruptoenladirección en la cual la superficie expuesta es cóncava. J1.6. Reentrant.
Refuerzo transversal, acero de refuerzo transversal.Aceroderefuerzoenformadeligadurascerradas o alambre electrosoldado que proporciona confinamiento al concreto que rodea al perfil deaceroqueconstituyeelnúcleodeunacolumnamixtaembonada.I2.1.1a.Transverse rein-forcement.
Refuerzo de soldadura de filete. Soldadura de fileteañadidaalasoldadura de ranura.J2.2b.Fillet weld reinforcement.
Rejilla. Plancha, ángulo u otro perfil de acero, dispuestos en una configuración triangular que se utiliza para unir y mantener juntos dos perfiles de aceros. D4. Lacing.
Relleno en viga. Enunsistemadepiso mixto construidoconsofito metálico,lapiezaestrechafabricada de una lamina de acero que se usa como relleno entre los bordes del sofito y el ala de unaviga.I3.2.2.d.Girder filler.
Resistencia a la tracción (del material).Tensiónmáximaalatracciónqueunmaterialescapazde sostener como lo define ASTM. I1.1. Tensile strength (of material) †.
Resistencia a la tracción (del miembro).Máximafuerzadetracciónqueunmiembroescapazdesostener.J4.Tensile strength (of member).
Resistencia a la tracción mínima especificada. Límite inferior de la resistencia a tracción especi-ficada para un material según lo define la ASTM. D2.I2.1g. Specified minimum tensile strength.
Resistencia admisible.Eneldiseñoporelmétodo de las tensiones admisibles(ASD),eslaresis-tencia teórica divididaporelfactor de seguridad, Rn/Ω. B3.4.Allowable strength *†.
Resistencia al pandeo.Resistenciateóricaalpandeo o estado límite de inestabilidad.G1.Buc-kling strength.
Resistencia cedente.Tensiónparalacualunmaterialexhibeunadesviaciónlimitedelapropor-cionalidad entre tensiones y deformaciones, como lo define ASTM. B. Yield strength †.
Resistencia de diseño, resistencia minorada.Resistenciateóricamultiplicadaporelcorrespon-dientefactordeminoracióndelaresistenciateórica,φRn.B3.3.E1.Design strength.
Resistencia de post-pandeo.Lacargaofuerzaquepuedeserresistidaporunelemento,miem-bro,opórticoluegoquehapandeado.E7.Post-buckling strength.
Resistencia de ruptura. Enunaconexión,laresistencialimitadaportracciónorupturaporcorte.J.Rupture strength.
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16-50 GLOSARIO
Resistencia del conector de corte. Estado límitede resistenciaalcanzadoporunconector de corte,seaqueestécontroladoporelaplastamientodelconectorcontraelconcretoenlalosaoporlaresistencia a traccióndelconector.I. Shear connector strength.
Resistencia disponible.Resistenciadediseñoo resistencia admisible, según sea apropiadoopertinente.D6.1.Available strength *†.
Resistencia inelástica. Resistencia de una estructura o componente después que en suficientes ubicaciones se ha alcanzado la tensión de cedencia que define el estado límite de resistencia. CommentaryAppend.1.1.Inelastic strength.
Resistencia nominal, resistencia teórica.Resistenciacalculadasegúnlashipótesisyparámetrosnormativoscorrespondientesalagotamientoresistente,antesdeaplicarningúnfactordereduc-ciónderesistencia.B3.3.Nominal strength* †.
Rigidez efectiva.Larigidezdeunmiembrocalculadaconlosmomentosdeinerciaefectivosdesuseccióntrasversal.CommentaryI2.1b.Effective stiffness.
Rigidez. Laresistenciaaladeformacióndeunmiembrooestructuramedidacomolarazónentrelafuerzaaplicada(omomento)dividaporelcorrespondientedesplazamiento(rotación).F13.4.Stiffness.
Rigidizador, atiesador. Elemento, usualmente una plancha o ángulo, que se fija a un miembro paradistribuircargas,transferircorteoprevenirelpandeo.G2.2. Stiffner.
Rigidizador o atiesador de apoyo.Rigidizadorusadoenlosapoyosoencargasconcentradasajustadoentrelasalas,deunooambosladosdelalma,deunavigademaneraquelacargasetrasmiteporaplastamiento.J7. Fitted bearing stiffener.
Rigidizador o atiesador diagonal.Rigidizadordelalmadeunacolumnaenlazonapanelopanelnodal,orientadodiagonalmenteentrelasalas,deunooambosladosdelalma.J10.6Diagonal stiffener.
Rigidizador o atiesador transversal. Rigidizador delalmaorientadaperpendicularmentealasalasyadosadoalalma.F13.2.Transverse stiffener.
Rodillo de dilatación. Barraredondadeaceroorodillodeacerosobreelcualelmiembroademásdeapoyarsepuederodarparaadecuarsealasdilatacionestérmicas.J7(b).Expansion roller.
Ruptura por bloque de corte, colapso por rasgamiento. Enunaconexión,estado límite derupturaportracciónenunplanoydecedenciaporcorteorupturaporcorteenelotroplano.J4.3.Block shear rupture.
Ruptura por corte.Estado límitederuptura (fractura) debidoalcorte.D5.1.Shear rupture.
Ruptura por corte y tracción.Enunperno,elestado límitederuptura(fractura)debidoalasfuerzasdetracciónycortesimultáneamente.J3.Tension and shear rupture
Ruptura por tracción. Estado límitederuptura(fractura)debidoalatracción.D2.tensileruptura.
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GLOSARIO 16-51
PAR
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Sección compacta. Sección transversal capazdedesarrollar totalmente la distribuciónde lastensionesplásticasyconunacapacidad de rotacióndeaproximadamentetresantesdeexperi-mentarpandeolocal.B4.Compact section.
Sección con elementos esbeltos. Sección transversal que posee elementos de placa con suficiente esbeltezcomoparaqueocurrapandeolocalenelrangoelástico.B.4. Slender-element section.
Sección formada. Ver miembro estructural formado en frío.B4.2(a). Formed section.
Sección no compacta.Secciónquepuededesarrollartensiones cedentesencompresiónantesdequeocurraelpandeo local,peroquenopuededesarrollarunacapacidad de rotación de tres. B4.Noncompact section.
Sistema de arriostramiento vertical. Sistemademurosestructurales,pórticosarriostradosoam-bos, extendidos en uno o mas pisos de una edificación.C1. Vertical bracing system.
Sistema estructural. Un ensamblaje de componentes capaces de resistir cargas unidos cuyauniónsuministrarinteracciónointerdependencia.C1. Structural system.
Sistema resistente a carga lateral.Sistemaestructuraldiseñadopararesistirlascargaslateralesysuministrarestabilidadalaestructuracomountodo.B3.9.Lateral load resisting system.
Sistemas combinados, sistemas duales.Estructuraconstituidapordosomássistemasderesis-tencialateraldediferentetipo.C1.3.Combined system.
Socavación.Unaentalladuraqueresultadelafusiónyretirodelmetalbaseenlosbordesdelasoldadura.CommentaryD3.3.Undercut.
Sofito metálico. En construcción mixta, lámina de acero estructural acanalada formada en frío, especialmentediseñadaparaserusadaademásdeformaletapermanentedelconcreto,comolosaestructuralmixta.I3.2c.Formed steel deck.
Soldadura de canal.SoldaduraefectuadaenunagujeroalargadofundiendounelementoenotroB3.13b. Slot weld.
Soldadura de filete. Unasoldaduradeseccióntransversalaproximadamentetriangularqueunelas superficies de dos elementos que se intersectan. F13.3. Fillet weld.
Soldadura de ranura abocinada, soldadura abocardada o acampanada.Soldaduraderanuraqueune un miembro con superficie curva en contacto con un miembro plano. J2.1a. Flare bevel grove weld.
Soldadura de ranura en V. Soldadura en una ranura formada por dos miembros con superficies curves.J2.1a.Flare V-glove weld.
Soldadura de ranura penetración completa. Soldadura de ranura queseextiendeen todoelespesordelaunión,exceptocomosepermiteenlasconexionestubularesHSS.A3.1c.Comple-te-joint –penetration groove weld (CJP.).
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16-52 GLOSARIO
Soldadura de ranura. Soldaduraefectuadaenlaranuraentredoselementosdeconexión.J1.6.Grove weld.
Soldadura de remate. Longitud de la soldadura de filete que continua en el mismo plano alrede-dordeunaesquina.J2.2b.End return.
Soldadura de tapón. Una soldadura circular efectuada a través de un agujero en una pieza a fin deunirporfusiónamboselementos.J2.3a.Plug weld.
Solicitación de diseño, carga de diseño, acciones de cálculo.CargaaplicadadeterminadadeacuerdoconlascombinacionesLRFDoASD,laqueseaaplicable.C2.2a(3). Design load *†.
Solicitaciones (en LRFD, solicitaciones mayoradas), resistencia requerida.Sonlasfuerzas,ten-sionesydeformacionesqueactúanenelcomponente estructural,determinadasyaseaporunanálisis estructuralparalascombinacionesdelassolicitacionesprevistas(ASDoLRFD)olasestipuladas en esta Especificación. B3.1. Required strength.
Solicitaciones, efectos de las cargas.Fuerzas,tensionesydeformacionesproducidasenuncom-ponente estructuralporlascargasaplicadas.I1.Load effect †.
Subensamblaje.Porcióntruncadadeunpórticoestructural.Subassenblage.
Superficie de contacto o de unión. Superficie de contacto de los elementos de conexión que transmitenunafuerzacortante.E6.2.Faying surface.
Superficie terminadas.Superficie que mecánicamente se ha llevado a la condición de plana y lisa.E6.2.Milled surfaced.
Tenacidad al entalle. Energía absorbida medida a una temperatura especificada en el ensayo CharpydeentalladoraenV.A31.c.Notch toughness.
Tensión, esfuerzo. Fuerzaporunidaddeáreacausadaporfuerzaaxial,momentocorteotorsión.tension.E6.2.Stress.
tensión admisible, esfuerzo admisible.Laresistencia admisibledivididaporlapropiedaddelasecciónquecorresponda,porejemploelmódulodesecciónoeláreadelaseccióntransversal.G1.Allowable stress.
Tensión cedente.Términogenéricoquedenotapuntocedenteotensióncedente,comoseaapro-piadoparaelmaterial.B.Yield stress †.
Tensión de cedencia mínima especificada. Límite inferior de las tensiones de cedenciaespeci-ficadas para un material como lo define la ASTM. D2. F2.1. Specificied minuimum yield stress † .
Tensión de diseño, esfuerzo de diseño.Resistencia de diseñodivididaporlaadecuadapropiedadde la sección, tal comoelmódulode secciónoel áreade la sección transversal.H2.Design stress*.
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GLOSARIO 16-53
PAR
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Tensión o esfuerzo disponible. Tensiones de diseño o tensión admisible,segúnseaapropiado.H2.Available stress*
Tensión umbral de fatiga. Recorridode tensionespara el cual no se inicia el agrietamientoporfatiga,independientementedelnúmerodeciclosdecarga.CommentaryApp.3.1.Fatigue threshold.
Tensiones residuales. Sonlastensionesremanentesenunmiembrodescargadodespuésquehasidoproducido.(Ejemplodetalestensionesincluyen,peronoestánlimitadasa,lasinducidascomoconsecuenciadetratamientostérmicos,mecánicosocombinacionesdeestos.Commenta-ryA3.1a. Residual stress.
Torsión de alabeo.Laporcióndelaresistenciatotalalatorsiónqueessuministradaporlaresis-tenciaalalabeodelaseccióntransversal.E4.Warping torsión.
Torsión de Saint Venant. Eslaporcióndetorsióninducidasolamenteporlastensionesdecorteenelmiembro.Tambiénseledenominatorsiónuniforme.CommentaryG.4.St.Venant torsión.
Tubería.VerHSS.A3.1.Tubing.
Tubo. Ver HSS,A3.1. Pipe.
Tubos, tubulares, cañería.Seccióncuadrada,rectangularoredondahuecadeaceroestructuralproducida según las especificaciones para tubos o productos de tuberías. B3.12. HSS.
Nota para el usuario: Una tubería puede ser diseñada con las mismas disposiciones para seccionestubulares HSSenlamedidaquecumplaconlaNormaASTMA53ClaseBylosparámetrosaserusadoseneldiseñoseanlosapropiados.
Unión, junta. Área donde se unen dos o más extremos, superficies o bordes. Se clasifican por el tipodeconector osoldadurautilizadayelmétododetransferenciadefuerza.J. Joint †.
Viga de acero embebida o ahogada en concreto.Unavigadeacerototalmenteembebidaporelconcretovaciadoenlalosa.I.Concrete-encased beam
Viga fabricada o armada.J6.Plate girder.
Viga, trabe. Miembro estructural cuya función principal es resistir momentos flectores. F1. Beam.
Viga.VerJ1.10. Girder.
Viga-columna, trabe-columna.Miembroestructuralcuyafunciónprincipalesresistirtantofuer-za axial como momento flector. C1.3b. Beam- column.
Zona del panel, panel nodal.Eslapartedelnodoviga-columnaconstituidaporelárearectangu-lardelalmadelacolumnaensuintersecciónconlaviga,circunscritaporlasalasdelacolumnaylaviga(oporlasplanchasdecontinuidad,cuandoexisten).Latransmisióndemomentoesatravésdelcorteenlazonadelpanel.J10.6.Panel zone.
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ESPECIFICACIONESPara Edificios de Acero
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ESPECIFICACIONES 16-57
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CAPÍTULO A
DISPOSICIONES GENERALES
Este capítulo establece el alcance de la Especificación, resume las especificaciones, códigos ydocumentosestándarreferidosyentregalosrequisitosparalosmaterialesydocumentosdecontrato.
El capítulo está organizado de la siguiente manera:
A1. AlcanceA2. Referencias: Especificaciones, códigos y estándaresA3. MaterialesA4. Planos de Diseño de Estructuras y Especificaciones
A1. ALCANCE
La Especificación para Edificios de Acero, en lo sucesivo referida simplemente como la Especificación, se aplicará al diseño de sistemas estructurales en acero, en los cuales los componentes de acero se definen en el AISC Code of Standard Practice for Steel Buildings and Bridges,Sección2.1.
Esta Especificación incluye los Símbolos, el Glosario, los capítulos A al M y anexos 1a7.LosComentariosylasNotasintercaladaseneldocumento,nosonpartedelaEspecificación.
Nota: Las notas pretenden dar una guía práctica y concisa para la aplicación de las disposiciones.Esta Especificación establece criterios para el diseño, la fabricación y el montaje de edificios de acero estructural y otras estructuras, donde estas se definen como aquellas estructuras diseñadas, fabricadas y cuyo montaje es similar al de edificios, indicando de estamaneraquesuselementosresistentesacargasverticalesylateralessonsimilaresalos de los edificios. Cuando dichas condiciones no son cubiertas por esta Especificación, sepermitequeeldiseñoserealicebasadoenensayosoanálisis,conlacondiciónqueseanaprobadospor la autoridadcuya jurisdiccióncorresponda.Sepermiteelusodemétodosalternativosdeanálisisydiseño,enlamedidaquetalesmétodosseanaceptadosporlaautoridadcompetente.
Nota: Paraeldiseñodemiembrosestructurales,quenocorrespondanaseccionestu-bulares HSS, que corresponden a secciones conformadas en frío, cuyos espesores son inferiores a 1” (25 mm), se recomienda aplicar las disposiciones AISI North American Specification for the Design of Cold Formed Steel Structural Members.
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16-58 ESPECIFICACIONES
1. Aplicaciones en Zonas de Baja Sismicidad
Cuando el coeficiente R de modificación de la Respuesta Sísmica (de acuerdo con lo especificado en el código de edificación aplicable) es tomado igual o menor que 3, el diseño, fabricación y montaje de edificios construidos mediante marcos de acero estruc-tural y otras estructuras deberán cumplir con esta Especificación.
2. Aplicaciones en Zonas de Alta Sismicidad
Cuando el coeficiente R de modificación de la Respuesta Sísmica (de acuerdo a lo es-pecificado en el código de edificación aplicable) resulta mayor que 3, el diseño, fabri-cación y montaje de edificios construidos mediante marcos de acero estructural y otras estructuras deberán cumplir, además de las disposiciones de esta Especificación, con los requisitosdelasSeismicProvisionsforStructuralSteelBuildings(ANSI-AISC341).
3. Aplicaciones Nucleares
Eldiseñodeestructurasnuclearesdeberásatisfacer,ademásdelasdisposicionesdeestaEspecificación, los requisitos de la Specification for the Design, Fabrication, and Erec-tion of Steel Safety-Related Structures for Nuclear Facilities (ANSI-AISCN690L).
A2. REFERENCIAS: ESPECIFICACIONES, CÓDIGOS Y ESTÁNDARES
Las siguientes especificaciones, códigos y estándares están referenciados en estas espe-cificaciones:
ACIInternacional(ACI)ACI318-02Building Code Requirements for Structural Concrete and CommentaryACI318M-02Metric Building Code Requirements for Structural Concrete and Commentary AmericanInstituteofSteelConstruction,Inc.(AISC)AISC303-05Code of Standard Practice for Steel Buildings and BridgesANSI/AISC341-05Seismic Provisions for Structural Steel BuildingsANSI/AISCN690-1994(R2004)Specification for the Design, Fabrication and Erection of Steel Safety-Related Structures for Nuclear Facilities, including Supplements No. 2ANSI/AISC N690L-03 Load and Resistance Factor Design Specification for Steel Safety-Related Structures for Nuclear Facilities AmericanSocietyofCivilEngineers(ASCE)SEI/ASCE7-02Minimum Design Loads for Buildings and Other StructuresASCE/SFPE29-99Standard Calculation Methods for Structural Fire ProtectionAmericanSocietyofMechanicalEngineers(ASME)ASMEB18.2.6-96Fasteners for Use in Structural ApplicationsASMEB46.1-95Surface Texture, Surface Roughness, Waviness, and LayASTMInternational(ASTM)A6/A6M-04aStandard Specification for General Requirements for Rolled Structural Steel Bars, Platers, Shapes, and Sheet PilingA36/A36M-04Standard Specification for Carbon Structural SteelA53/A53M-02Standard Specification for Pipe, Steel, Black and Hot-Dipped, Zinc-Coated, Welded and Seamless
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ESPECIFICACIONES 16-59
PAR
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A193/A193M-04aStandard Specification for Alloy-Steel and Stainless Steel Bolting Materials for High-Temperature ServiceA194/A194M-04Standard Specification for Carbon and Alloy Steel Nuts for Bolts for High Pressure or High-Temperature Service, or BothA216/A216M-93(2003)Standard Specification for Steel Castings, Carbon, Suitable for Fusion Welding, for High Temperature ServiceA242/A242M-04Standard Specification for High-Strength Low-Alloy Structural SteelA283/A283M-03Standard Specification for Low and Intermediate Tensile Strength Carbon Steel PlatesA307-03Standard Specification for Carbon Steel Bolts an Studs, 60.000 PSI Tensile StrengthA325-04Standard Specification for Structural Bolts, Steel, Heat Treated, 120/105 ksi Minimum Tensile StrengthA325M-04Standard Specification for High-Strength Bolts for Structural Steel Joints (Metric)A354-03aStandard Specification for Quenched and Tempered Alloy Steel Bolts, Studs, and Other Externally Threaded FastenersA370-03aStandard Test Methods and Definitions for Mechanical Testing of Steel ProductsA449-04Standard Specification for Quenched and Tempered Steel Bolts and StudsA490-04Standard Specification for Heat-Treated Steel Structural Bolts, 150 ksi Minimum Tensile StrengthA490M-04Standard Specification for High-Strength Steel Bolts, Classes 10.9 and 10.9.3, for Structural Steel Joints (Metric)A500-03aStandard Specification for Cold-Formed Welded and Seamless Carbon Steel Structural Tubing in Rounds and ShapesA501-01Standard Specification for Hot-Formed Welded and Seamless Carbon Steel Structural TubingA502-03Standard Specification for Steel Structural RivetsA514/A514M-00aStandard Specification for High-Yield Strength, Quenched and Tempered Alloy Steel Plate, Suitable for WeldingA529/A529M-04Standard Specification for High-Strength Carbon-Manganese Steel of Structural QualityA563-04Standard Specification for Carbon and Alloy Steel NutsA563M-03Standard Specification for Carbon and Alloy Steel Nuts (Metric)A568/A568M-03Standard Specification for Steel, Sheet, Carbon, and High-Strength, Low-Alloy, Hot-Rolled and Cold-Rolled, General Requirements for A572/A572M-04Standard Specification for High-Strength Low-Alloy Columbium- Vanadium Structural SteelA588/A588M-04Standard Specification for High-Strength Low-Alloy Structural Steel with 50 ksi (345MPa) Minimum Yield Point to 4 in. (100 mm) Thick A606-04 Standard Specification for Stee, Sheet and Strip, High-Strength , Low-Alloy, Hot-Rolled and Cold-Rolled, with Improved Atmospheric Corrosion ResistanceA618/A618M-04Standard Specification for Hot-Formed Welded and Seamless High- Strength Low-Alloy Structural TubingA673/A673M-04Standard Specification for Sampling Procedure for impacting Testing of Structural Steel A668/A668M-04Standard Specification for Steel Forgings, Carbon and Alloy for General Industrial UseA709/A709M-04Standard Specification for Carbon and High-Strength Low-Alloy
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16-60 ESPECIFICACIONES
Structural Steel Shapes, Plates, and Bars and Quenched-and-Temperature Alloy Structural Steel Plates for BridgesA751-01Standard Test Methods, Practices, and Terminology for Chemical Analysis of Steel ProductsA847-99a(2003)Standard Specification for Cold-Formed Welded and Seamless High-Strength, Low-Alloy Structural Tubing with Improved Atmospheric Corrosion Resistance A852/A852M-03Standard Specification for Quenched and Tempered Low-Alloy Structural Steel Plate with 70ksi (485 MPa) Minimum Yield Strength to 4 in. (100mm) ThickA913/A913M-04Standard Specification for High-Strength Low-Alloy Steel Shapes of Structural Quality, Produced by Quenching and Self-Tempering Process (QST)A992/A992M-04Standard Specification for Structural Steel Shapes
User Note: ASTM A992 is the most commonly referenced specification for W shapes.
A1011/A1011M-04Standard Specification for Steel, Sheet and Strip, Hot-Rolled Carbon, Structural, High-Strength Low-Alloy and High-Strength Low-Alloy with Improved FormabilityC33-03Standard Specification for Concrete AggregatesC330-04Standard Specification for Lightweight Aggregates for Structural ConcreteE119-00aStandard Test Methods for Fire Test of Building Construction and MaterialsE709-01Standard Guide for Magnetic Particle ExaminationF436-03Standard Specification for Hardened Steel WashersF959-02Standard Specification for Compressible-Washer-Type Direct Tension Indicators for Use with Structural FastenersF1554-99Standard Specification for Anchor Bolts, Steel, 36, 55, and ksi Yield Strength
User Note: ASTM F1554 is the most commonly referenced specification for anchor rods. Grade and weldability must be specified.
F1852-04Standard Specification for “Twist-off” Type Tension control Structural Bolt/ Nut/Washer Assemblies, Steel, Heat Treated, 120/105 ksi Minimum Tensile StrengthAmericanWeldingSociety(AWS)AWSD1.1/D1.1M-2004Structural Welding Code-SteelAWSA5.1-2004Specification for Carbon Steel Electrodes for Shielded Metal Arc WeldingAWSA5.5-96Specification for Low-Alloy Steel Electrodes for Shielded Metal Arc Welding AWSA5.17/A5.17M-97Specification for Carbon Steel Electrodes and Fluxes for Submerged Arc WeldingAWS A5.18:2001 Specification for Carbon Steel Electrodes and Rods for Gas Shielded Arc WeldingAWSA5.20-95Specification for Carbon Steel Electrodes for Flux Cored Arc WeldingAWSA5.23/A5.23M-97Specification for Low-Alloy Steel Electrodes and Fluxes for Submerged Arc WeldingAWSA5.25/A5.25M-97Specification for Carbon and Low-Alloy Steel Electrodes and Fluxes for Electroslag WeldingAWSA5.26/A5.26M-97Specification for Carbon and Low-Alloy Steel Electrodes for Electrogas Welding
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ESPECIFICACIONES 16-61
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AWSA5.28-96Specification for Low-Alloy Steel Electrodes and Rods for Gas Shielded Arc WeldingAWS A5.29:1998 Specification for Low-Alloy Steel Electrodes for Flux Cored Arc WeldingResearchcouncilonStructuralConnections(RCSC)Specification for Structural Joints Using ASTM A325 or A490 Bolts, 2004
A3. MATERIAL
1. Materiales para Acero Estructural
Los informesde ensayoshechospor el fabricanteoun laboratoriode ensayos seránconsiderados evidencia suficiente mientras se realicen de acuerdo con los estándares de la norma ASTM, mencionados en la lista anterior. En el caso de perfiles laminados en caliente,planchasybarras,losensayosdeberánrealizarsedeacuerdoconelestándardela norma ASTM A568/A568M; para tubos y cañerías, los ensayos deberán realizarse de acuerdoconelestándarASTMdelalistaanteriorqueseaaplicable.Siesrequerido,elfabricante deberá entregar la certificación establecida, de manera que el acero estructural satisfaga los requisitos del grado especificado.
1a. Designaciones ASTM
(1) Perfiles Estructurales Laminados en Caliente
ASTM A36/A36MASTM A529/A529MASTM A572/A572MASTM A588/A588MASTM A709/A709MASTM A913/A913MASTM A992/A992M
(2) TubosEstructurales
ASTM A500ASTM A501ASTM A618ASTM A847
(3) Cañerías
ASTM A53/A53m,Gr.B
(4) Planchas
ASTMA36/A36MASTM A242/A242MASTM A283/A283MASTM A514/A514MASTMA529/A529M
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16-62 ESPECIFICACIONES
ASTM A572/A572MASTM A588/A588MASTM A709/A709MASTMA852/A852MASTM A1011/A1011M
(5) BarrasASTM A36/A36MASTM A529/A529MASTM A572/A572MASTM A709/A709M
(6) LáminasASTM A606ASTM A1011/A1011MSS,HSLAS,ANDHSLAS-F
1b. Acero No Identificado
El acero no identificado, libre de defectos nocivos, puede ser usado para miembros o detalles de menor importancia, en los cuales las propiedades físicas y la soldabilidad del aceronoafectanlaresistenciadelaestructura.
1c. Perfiles Laminados Pesados
Los perfiles de acero laminados en caliente calidad ASTM A6/A6M, con espesores de ala mayor de 2” (50 mm), usados como miembros sujetos a fuerzas primarias (calcu-ladas) de tracción, debido a solicitaciones de tracción o flexión, empalmados mediante soldadurade topedepenetracióncompleta, fundidaen todoelespesordelmiembro,deberán ser especificados como se explica a continuación. Los documentos de contrato requerirán que tales perfiles sean entregados previamente ensayados al impacto median-teelensayodemuescaenVdeCharpy(CVN),deacuerdoconelestándarASTMA6/A6M,Supplementary Requirements S30, Charpy V Notch Impact Tests for Structural Shapes – Alternate Core Location. El ensayo de impacto deberá satisfacer un mínimo de 20 libras-pie (27J) de energía absorbida a +70 ºF (21 ºC).
Losrequisitosanterioresnoseaplicanaempalmesyconexionesapernadas.Losrequi-sitos anteriores no se aplican a perfiles laminados en caliente con espesores de ala que superen 2” (50 mm.), o a secciones con elementos de ala o alma menor que 2” (50 mm.) deespesor,queesténsoldadasmediantesoldaduraatopedepenetracióncompletaalacaradelaseccióndemayorespesor.
Nota: Requisitos adicionales para uniones de perfiles laminados pesados se dan en las SeccionesJ1.5,J1.6,J2.7,yM2.2.
1d. Perfiles Fabricados Pesados
Las secciones fabricadas formadas de planchas gruesas con espesores superiores a 2”
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ESPECIFICACIONES 16-63
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(50mm)usadoscomomiembrossujetosafuerzasprimarias(calculadas)detracción,debido a solicitaciones de tracción o flexión, empalmados mediante soldadura a tope de penetración completa, fundida en todo el espesor del miembro, deberán ser especifica-dascomoseexplicaacontinuación.Losdocumentosdecontratorequeriránquetalesperfiles sean entregados previamente ensayados al impacto mediante el ensayo de mues-caenVdeCharpy(CVN),deacuerdoconelestándarASTMA6/A6M,Supplementary Requirements S5, Charpy V Notch Impact Tests.ElensayodeimpactodeberárealizarsedeacuerdoconelestándarASTMA673/A673M,frecuenciaP,ydeberánsatisfacerunmínimo de 20 libras-pie (27J) de energía absorbida a +70 ºF (21 ºC).
Losrequisitosanterioresseaplicantambiénaseccionesfabricadasdeplanchasdeespe-sor mayor de 2” (50 mm), que estén soldadas mediante soldadura a tope de penetración completaalacaradeotrassecciones.
Nota: Requisitos adicionales para uniones de perfiles fabricados pesados se dan en las SeccionesJ1.5,J1.6,J2.7,yM2.2.
2. Aceros Fundidos y Forjados
ElacerofundidodebesatisfacerelestándarASTMA216/A216M,Gr.WCBconRequi-sitosAdicionalesS11.ElaceroforjadodebesatisfacerelestándarASTMA668/A668M.Losinformesobtenidosdeensayosrealizadosdeacuerdoconlasreferenciasmenciona-das anteriormente constituirán evidencia suficiente para satisfacer los estándares men-cionados.
3. Pernos, Golillas y Tuercas
El material de pernos, golillas y tuercas sujeto a las siguientes especificaciones ASTM es aceptable de ser usado de acuerdo con esta Especificación:
(1)Pernos
ASTMA307ASTM A325ASTM A325MASTM A449ASTMA490ASTM A490MASTM F1852
(2) Tuercas
ASTMA194/A194MASTM A563ASTM A563M
(3) Golillas
ASTM F436ASTM F436M
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16-64 ESPECIFICACIONES
(4) GolillasCompresiblesdeIndicacióndeTensiónDirecta
ASTM F959ASTM F959M
La certificación del fabricante constituirá suficiente evidencia de conformidad con los estándares.4. Barras de Anclaje y Barras con Hilo
Elmaterialdelasbarrasdeanclajeylasbarrasconhilofabricadodeacuerdoaunadelassiguientes especificaciones ASTM es aceptable para ser usado con esta Especificación:
ASTMA36/A36MASTM A193/A193MASTM A354ASTM A449ATSMA572/A572MASTM A588/A588MASTM F1554
Nota: El material preferido por esta especificación para ser usado en pernos de anclaje eselASTMF1554.
Parabarrasdeanclajedealtaresistenciaybarrasconhilo,cualquieraseaeldiámetro,elacero A449 es aceptable por esta especificación.
Los hilos en barras de anclaje y barras con hilo deberá satisfacer las SeriesASMEB18.2.6 de Estándares Unificados y tendrá las tolerancias de la Clase 2A.
La certificación del fabricante será suficiente evidencia de conformidad de los estándares.
5.- Metal de Aporte y Fundente para Soldaduras El metal de relleno y flujos, deberán satisfacer una de las siguientes especificaciones de la American Welding Society:
AWS A5.1AWS A5.5AWS A5.17/A5.17MAWS A5.18AWS A5.20AWS A5.23/A5.23MAWS A5.25/A5.25MAWS A5.26/A5.26MAWS A5.28AWS A5.29AWS A5.32/A5.32M
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ESPECIFICACIONES 16-65
PAR
TE
16
La certificación del fabricante será suficiente evidencia de conformidad de los estánda-res. El metal de aporte y los flujos son apropiados para la aplicación propuesta.
6. Conectores de Corte Embebidos
Los conectores de aceropara transferir el corte, deberán satisfacer los requisitos delStructural Welding Code-Steel,AWSD1.1.
Nota: Los conectores están fabricados de barras deformadas en frío ya sean de aluminio neutralizadoosemineutralizadoosiliconadeoxidada,deacuerdoalosrequisitosdeles-tándar ASTM A29/A29M-04, Especificación Estándar para Barras de Acero, al Carbono ydeAleación,HierroForjado,RequisitosGenerales.
La certificación del fabricante será suficiente evidencia de conformidad con AWS D1.1.
A4. PLANOS DE DISEÑO Y ESPECIFICACIONES PARA ESTRUCTURAS
Los planos de diseño y las especificaciones deberán satisfacer los requisitos del Code of Standard Practice for Steel Buildings and Bridges,exceptoenelcasodediferenciasidentificadas específicamente en los planos de diseño y/o especificaciones.
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16-66 ESPECIFICACIONES
CAPÍTULO B
REQUISITOS DE DISEÑO
Losrequisitosgeneralesparaelanálisisydiseñodeestructurasdeacero,aplicablesatodosloscapítulos de esta especificación, se presentan en este capítulo.
El capítulo está organizado de la siguiente manera:
B1. DisposicionesGeneralesB2. CargasyCombinacionesdeCargasB3. BasesdeDiseñoB4. Clasificación de las Secciones de acuerdo al Pandeo Local B5. Fabricación,MontajeyControldeCalidadB6. EvaluacióndeEstructurasExistentes
B1. DISPOSICIONES GENERALES
Eldiseñodemiembrosyconexionesdeberáserconsistenteconelcomportamientoqueseesperaquetengaelsistemaestructuralylashipótesishechasenelanálisis.Amenosque exista una restricción impuesta por la normativa de edificación que corresponda, puededotarsederesistenciayestabilidadalaestructuramediantecualquiercombina-cióndemiembrosyconexiones.
B2. CARGAS Y COMBINACIONES DE CARGAS
Las cargas y combinaciones de cargas serán definidas por la normativa de edificación aplicable. En ausencia de una normativa de edificación las cargas y combinaciones de cargas,seránlasestipuladasenelestándarSEI/ASCE7.Parapropósitosdediseño,lascargas nominales serán aquellas estipuladas en la normativa de edificación aplicable.
Nota:ParadiseñosLRFD,seaplicanlascombinacionesdeSEI/ASCE7Sección2.3.ParadiseñosASD,seaplicanlascombinacionesdeSEI/ASCE7Sección2.4.
B3. BASE DE DISEÑO
EldiseñoserealizarádeacuerdoconlasdisposicionesdelmétodoDiseño en Base a Factores de Carga y Resistencia(LRFD)oalasdisposicionesdelmétodoDiseño en Base a Resistencias Admisibles(ASD).
1. Resistencia Requerida
LaresistenciarequeridadelosmiembrosestructuralesyconexionesserádeterminadamedianteanálisisestructuralparalascombinacionesdecargaquecorrespondasegúnseindicaenlaSecciónB2.
Seaceptarealizareldiseñomedianteanálisiselástico,inelásticooplástico.Lasdisposi-
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ESPECIFICACIONES 16-67
PAR
TE
16
cionesparaelanálisisinelásticooplásticoseestipulanenelAnexo1,AnálisisyDiseñoInelástico.LasdisposicionespararedistribucióndemomentosenvigascontinuasdadasenelAnexo1,Sección1.3sepermitensóloparaanálisiselástico.
2. Estados Límite
Eldiseñoestarábasadoenelprincipioquecuandolaestructuraessometidaalascom-binaciones de carga apropiadas, ningún estado límite aplicable, sea resistente o de ser-vicio,seráexcedido.
3. Diseño por Resistencia Usando Diseño en Base a Factores de Carga y Resistencia (LRFD)
EldiseñodeacuerdoalasdisposicionesdeDiseño en Base a Factores de Carga y Re-sistencia (LRFD) satisface los requisitos de esta Especificación cuando la resistencia de diseñodecadacomponenteestructuralesmayoroigualalaresistencia requerida determinadadeacuerdoalascombinacionesdecargaLRFD.Seaplicantodaslasdis-posiciones de esta Especificación excepto las de la Sección B3.4.
El diseño se realizará de acuerdo con la ecuación B3-1:
(B3-1)
donde: Ru=resistenciarequerida(LRFD)Rn = resistencia nominal, según se especifica en los Capítulos B a Kφ = factor de resistencia, según se especifica en los Capítulos B a KφRn=resistenciadediseño
4. Diseño por Resistencia Usando Diseño en Base a Resistencias Admisibles (ASD)
EldiseñodeacuerdoconlasdisposicionesdeDiseño en Base a Resistencias Admisibles (ASD) satisface los requisitos de esta Especificación cuando la resistencia admisible de cadacomponenteestructuralesmayoroigualalaresistenciarequeridadeterminadadeacuerdoalascombinaciones de carga ASD.SeaplicantodaslasdisposicionesdeestaEspecificación excepto las de la Sección B3.3.
El diseño se realizará de acuerdo con la ecuación B3-2:
(B3-2)
donde: Ra =resistenciarequerida(ASD)Rn = resistencia nominal, según se especifica en los Capítulos B a KΩ = factor de seguridad, según se especifica en los Capítulos B a KRn / Ω = resistencia admisible
/a nR R≤ Ω
R Ru n
≤ ⋅φ
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16-68 ESPECIFICACIONES
5. Diseño por Estabilidad
La estabilidad de la estructura y sus miembros se determinará de acuerdo con el Capítulo C.
6. Diseño de Conexiones
Losmiembrosdeconexiónsediseñarándeacuerdocon lasdisposicionesde losCa-pítulos J y K. Las fuerzas y deformaciones de diseño deberán ser consistentes con el desempeñoesperadodelauniónylashipótesisdelanálisisestructural.
Nota. LaSección3.1.2delCode of Standard Practiceestablecelainformaciónqueespreciso especificar en el diseño de conexiones.
6a. Conexiones Simples
Unaconexiónsimpletrasmiteunmomentodemagnituddespreciable.Enelanálisisdelaestructura,sepuedesuponerquelasconexionessimplespermitenlarotaciónrelativadelosmiembrosqueconectan.Laconexiónsimpletendráunacapacidadderotaciónsuficiente para acomodar las rotaciones requeridas por el análisis de la estructura. Se permitelarotacióninelásticadelaunión.
6b. Conexiones de Momento
Unaconexióndemomentotrasmitemomento,loquedalugaradostiposdeconexiones,denominadasFRyPR,talcomoseexplicaacontinuación.
(a)Conexiones de Momento Completamente Restringidas(FR)Unaconexióndemomentocompletamenterestringidatrasmitemomentoconunarotacióndespreciableentrelosmiembrosconectados.Enelanálisisdelaestructura
sepuedesuponerquelaconexiónnopermitelarotaciónrelativa.UnaconexiónFR,deberá tener suficiente resistencia y rigidez para mantener el ángulo entre los miem-bros conectados en los estados límite resistentes.
(b) Conexiones de Momento Parcialmente Restringidas (PR)Unaconexióndemomentoparcialmenterestringidatrasmitemomentoperolarotaciónentrelosmiembrosconectadosnoesdespreciable.Enelanálisisdelaestructura,larelaciónfuerza-deformacióndelaconexióndebeserincluida.Lascurvas características de las conexiones PR que se usen, deberán encontrarse documentadasenlaliteraturatécnicaoensudefectoserdeterminadasmediantemétodos analíticos o experimentales. Los miembros componentes de una conexión PR deberán tener suficiente resistencia rigidez y capacidad de deformación en los estados límite resistentes.
7. Diseño para Condiciones de Servicio
La estructura y miembros individuales, conexiones y conectores deberán ser verificados paralascondicionesdeservicio.Losrequisitosdedesempeñoparaeldiseñoencondi-ciones de servicio se presentan en el Capítulo L.
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ESPECIFICACIONES 16-69
PAR
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8. Diseño para Prevenir la Acumulación de Agua
Elsistemadetechoseráinvestigadoduranteelprocesodeanálisisestructuralparaga-rantizar una resistencia y estabilidad adecuada bajo condiciones de acumulación deagua,amenosquesedispongaunapendientedeltechodealmenosun2%(20mmpormetro)enladireccióndelospuntosdedrenajeosedispongadeunadecuadosistemadedrenajeparaprevenirlaacumulacióndeagua.
VerAnexo2,DiseñoparaAcumulacióndeAgua,paramétodosdeevitarlaacumulacióndeagua.
9. Diseño a Fatiga
EldiseñoafatigadeberáserconsideradodeacuerdoconelAnexo3,DiseñoparaFatiga,paralosmiembrosysusconexionescuandoestánsometidosacargasrepetidas.Noesnecesario verificar el diseño a fatiga en el caso de sismo o viento en edificaciones diseña-dasadecuadamentepararesistircargaslateralesnienloscomponentesdelosmiembrosde cierre de estas edificaciones.
10. Diseño para Condiciones de Incendio
ElAnexo4,DiseñoEstructuralparaCondicionesdeIncendio,presentadosmétodosdediseño: Ensayos de Calificación y Análisis de Ingeniería. La compatibilidad con los requi-sitos para protección contra incendios de las normativas de edificación aplicable deberá ser analizadajuiciosamenterespectodelosrequisitosdeestasecciónydelAnexo4.
Loseñaladoenestasecciónnopretendecrearoproducirrequisitoscontractualesenlosregistros de ingenieríadelresponsabledeldiseñoestructuralocualquierotromiembrodelequipodediseño.
Nota: La calificación del diseño mediante ensayos es el método especificado en la ma-yoría de las normativas de edificación. Tradicionalmente, en la mayoría de los proyectos enloscualeselarquitectoeselprofesionalencargado,élhasidolaparteresponsablede especificar y coordinar los requisitos de protección contra el fuego. El diseño me-diante Análisis de Ingeniería es un nuevo enfoque para dar protección contra el fuego.Ladesignacióndela(s)persona(s)responsable(s)paraeldiseñocontraincendioesunamateriadetipocontractualquedebeserresueltaencadaproyecto.
11. Diseño para Efectos de la Corrosión
Cuandolacorrosiónpuedeafectarlaresistenciaolacondicióndeserviciodeunaes-tructura,loscomponentesestructuralesserándiseñadosparatolerarlacorrosiónoensudefectodeberánserprotegidoscontraella.
12. Espesor de Diseño de Secciones Tubulares (HSS)
Elespesordediseñot,enloscálculosqueinvolucranelespesordeseccionestubulares(HSS),seráiguala0.93veceselespesornominalenseccionesHSSsoldadasmediante
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16-70 ESPECIFICACIONES
resistencia eléctrica (ERW) e igual al espesor nominal para secciones HSS soldadasmediantearcosumergido(SAW).
13. Determinación del Área Bruta y Área Neta
a. Área Bruta
Eláreabrutadeunmiembro,Ag,eseláreatotaldelaseccióntransversal.
b. Área Neta
Eláreaneta,An,deunmiembroeslasumadelosproductosdelosespesoresporsusrespectivos anchos netos, calculados como se indica a continuación:
Paracalculareláreanetaparatensiónycorte,laperforaciónparaalojarunconectordeberáaumentarse2mmrespectodeladimensiónnominaldelaperforación.
Para una cadena de perforaciones en cualquier línea diagonal o zigzag, el ancho neto seobtendrádeduciendodelanchobrutolasumadelosanchosdelasperforacionessegúnseindicaenlaSecciónJ3.2detodaslasperforacionesdelacadena,yagregan-doparacadacambioenzigzagenlacadenalacantidads2/4g , donde:
s =distancialongitudinalcentroacentrodedosperforacionesconsecutivas, cm.(mm)g = distancia transversal centro a centro entre líneas de conectores, cm. (mm)
Para ángulos, la separaciónde lasperforaciones enalasopuestas adyacentes, será lasumadelasdistanciasmedidasdesdeelrespaldodelángulomenoselespesor.
Paraseccionestubularesranuradassoldadasaunaplaca gusset,eláreaneta,An,eseláreadelaseccióntransversalmenoselproductodelespesoryelanchototaldelmaterialqueesremovidoparahacerlaranura.Noseconsideraráelmetaldelasoldaduraenladeterminacióndeláreanetaatravésdesoldadurasdetapónoranura.
Nota:LaSecciónJ4.1(b)limitaAnaunmáximode0.85Agparaplanchastraslapadasconperforaciones.
B4. CLASIFICACIÓN DE LAS SECCIONES SEGÚN PANDEO LOCAL
Las secciones se clasifican como secciones compactas, no compactas o esbeltas. Para que una sección califique como compacta, sus alas deben estar continuamente conecta-dasalalmaoalmasylarazónancho-espesordesusmiembroscomprimidosnodebeexceder la razón límite ancho-espesor λpdadaenlaTablaB4.1.Cuandolarazónancho-espesordeunoomásmiembroscomprimidosexcedeλp,peronoexcedeelvalorλr,dadoenlaTablaB4.1,lasecciónsedenominanocompacta.Silarazónancho-espesordecualquierelementoexcedeelvalorλr,lasecciónsedenominaesbelta.
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ESPECIFICACIONES 16-71
PAR
TE
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1. Elementos No Atiesados
Paraelementosno atiesados,apoyadosenunladoparaleloaladireccióndelafuerzadecompresión, el ancho se define como se indica a continuación:
(a)EnalasdeseccionesIyT,elanchoeslamitaddelanchototaldelala,bf.(b)Paraalasdeángulos,canalesyseccioneszeta,elanchoeselanchonominalcom-pleto.(c) Para planchas, el ancho es la distancia desde el borde libre hasta la primera línea de conectoresosoldadura.(d)ParaalmasdeseccionesT,deslaprofundidadnominaltotaldelasección.
Nota: En la Tabla B4.1 se representan gráficamente las dimensiones de los miembros noatiesados.
2. Elementos Atiesados
Paraelementosatiesados,apoyadosendosladosparalelosaladireccióndelafuerzadecompresión, el ancho se define como se indica a continuación:
(a)Paraalmasdeseccioneslaminadasoplegadas,hesladistancialibreentrealasmenosel filete o esquina redondeada que se produce en el encuentro ala-alma; hcesdosvecesladistanciadesdeelcentroidealacarainternadelalacomprimidamenoselfilete o esquina redondeada.
(b)Paraalmasdeseccionesarmadas,h es la distancia entre líneas adyacentes de conec-toresoladistancialibreentrealassoldadas;yhcesdosvecesladistanciadesdeelcentroide a la línea más cercana de conectores del ala comprimida o a la cara interior delalacomprimidaenseccionesdealassoldadas;hpesdosvecesladistanciadesdeel eje neutro plástico a la línea más cercana de conectores del ala comprimida o a la carainteriordelalacomprimidaenseccionesdealassoldadas.
(c)Paraalasoplanchasqueactúancomodiafragmasenseccionesarmadas,elanchob es la distancia entre líneas adyacentes de conectores o líneas de soldadura.
(d)Paraalasdeseccionestubularesrectangulares(HSS),elanchobesladistancialibreentrealmasmenoslasesquinasredondeadasdecadalado.ParaalmasdeseccionesHSSrectangulares,heslaluzlibreentrelasalaslasesquinasredondeadasacadalado.Cuandolaesquinaredondeadanoseconoce,byhsetomaráncomoladimensiónexteriorcorrespondientemenostresveceselespesor.Elespesor,t,seráelespesordediseño,deacuerdoconlaSecciónB3.12.
Nota: En la Tabla B4.1 se representan gráficamente las dimensiones de los miembros atiesados.
Paraalasdeespesorvariableenseccioneslaminadas,elespesorseráelvalornominalevaluadocomoelpromedioentreelespesormedidoenelladolibreyelespesorcorres-pondientemedidoenlacaradelalma.
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16-72 ESPECIFICACIONES
Tabla B 4.1 Razones Ancho-Espesor
Límite para Elementos en Compresión
Elem
ento
s no
atie
zado
s
Caso Descripción del
Elemento
RazónAncho-Espesor
Razones
Ancho - Espesor LímitesEjemplos
λp(compacto)
λr(no compacto)
1. Flexión en alas de perfiles laminados I y canales b/t
2.Flexión en alas de perfiles soldados I de simetría doble y simple
b/t
3.
Compresión uniforme en alas de perfiles laminados I, placas en proyección de perfiles laminados I; patas sobresalientes de pares de ángulos en contacto continuo y alas de canales
b/t NA
4.
Compresión uniforme en alas de perfiles soldados I y placas o patas de ángulos en proyección de perfiles soldados
b/t NA
5.
Compresión uniforme en alas de ángulos simples, alas de ángulos dobles con separadores, y cualquier otro elemento no atiesado
b/t NA
6. Flexión en alas de ángulos simples b/t
0.38 /E Fy y1.0 /E F
0.95 /c tk E F
0.56 / yE F
0.64 /c yk F
0.45 / yE F
0.91 / yE F0.54 / yE F
0.38 /E Fy (a),(b)
(a)
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ESPECIFICACIONES 16-73
PAR
TE
16
Tabla B 4.1 (cont.)Razones Ancho-Espesor
Límite para Elementos en Compresión
Elem
ento
s at
ieza
dos
Caso Descripción del
Elemento
RazónAncho-Espesor
Razones
Ancho - Espesor LímitesEjemplos
λp(compacto)
λr(no compacto)
7. Flexión en alas de tés b/t
8. Compresión uniforme en pies de tés b/t NA
9.
Flexión en almas de perfiles I de simetría doble y canales h/tw
10.
Compresión uniforme en almas de perfiles I de simetría doble h/tw NA
11.
Flexión en almas de perfiles I de simetría simple hc/tw
12.
Compresión uniforme en alas de perfiles cajón rectangulares y estructurales tubulares de espesor uniforme sujetos a flexión o compresión; placas de cubierta de alas y pla-cas de diafragma entre líneas de sujetadores o soldaduras
b/t
13. Flexión en almas de HSS rectangulares h/t
1.0 / yE F
0.75 / yE F
5.70 / yE F
1.49 / yE F
5.70 / yE F
1.40 / yE F
5.70 / yE F
0.38 / yE F
3.76 / yE F
1.12 / yE F
2.42 / yE F
2
0.54 0.9
c
ypr
h EFh
MpMy
λ≤
−
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16-74 ESPECIFICACIONES
Tabla B 4.1 (cont.)Razones Ancho-Espesor
Límite para Elementos en Compresión
Caso Descripción del
Elemento
RazónAncho-Espesor
Razones
Ancho - Espesor LímitesEjemplos
λp(compacto)
λr(no compacto)
14.Compresión uniforme en cualquier otro elemento atiesado
b/t NA
15.
Perfiles circulares huecos
En compresión uniforme
En flexión
D/t
D/t
NA
0.07 E/Fy
0.11 E/Fy
0.31 E/Fy
[a] pero no debe ser tomado menor a 0.35 ni mayor a 0.76 para efectos de cálculo (ver Casos 2 y 4)
[b] FL = 0.7Fy para flexión en torno al eje débil, flexión en torno al eje fuerte de miembros I soldados de alma esbelta, y flexión en torno al eje fuerte de miembros I soldados de alma compacta y no compacta con Sxt/Sxc≥0.7; FL=0.5Fy para flexión en torno al eje fuerte de miembros I soldados de alma compacta y no compacta con Sxt/Sxc<0.7 (ver Caso 2)
1.49 / yE F
B5. FABRICACIÓN, MONTAJE Y CONTROL DE CALIDAD
Losplanosdetaller,elprocesodefabricación,lapinturadetaller,elmontajeyelcontrolde calidad deberán satisfacer los requisitos estipulados en el Capítulo M, Fabricación, MontajeyControldeCalidad.
B6. EVALUACIÓN DE ESTRUCTURAS EXISTENTES
LasdisposicionesparalaevaluacióndeestructurasexistentessepresentanenelApén-dice5,EvaluacióndeEstructurasExistentes.
kh t
c
w
=4
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ESPECIFICACIONES 16-75
PAR
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16
CAPÍTULO C
ANÁLISIS Y DISEÑO PARA ESTABILIDAD
Este capítulo presenta los requisitos generales para el análisis y diseño necesario para proporcio-narestabilidadamiembrosymarcos.
El capítulo está organizado en:C1. RequisitosdelDiseñoparaEstabilidadC2. DeterminacióndelasSolicitaciones
C1. REQUISITOS DEL DISEÑO PARA ESTABILIDAD
1. Requisitos Generales
Deberásuministrarseestabilidadtantoparalaestructuracomoparatodosycadaunodesusmiembros.Sepermitecualquiermétodoqueconsidereenlaestabilidaddelosmiembros y de la estructura la influencia de los efectos de segundo orden(queincluyaefectosP -∆yP-δ), deformaciones por flexión, corte y esfuerzo axial, imperfecciones geométricasy la reducciónde rigidezde losmiembrosprovocadaspor las tensionesresiduales. Los métodos especificados en este capítulo y el Método de Análisis Directo delAnexo7,satisfacenestosRequisitos.Todaslasdeformacionesdeloscomponentesyconexionesquecontribuyanalosdesplazamientoslateralesdeberánserconsideradasenelanálisisparaestabilidad.
Enaquellasestructurasanalizadaselásticamente,laestabilidaddelosmiembrosydelaestructura como un todo, pueden suministrarse mediante, la aplicación conjunta de:
(1)Cálculodelassolicitacionesdelosmiembros,conexionesyotrosmiembrosusandoalguno de los métodos especificados en la Sección C2.2, y
(2)Cumpliendolosrequisitosdediseñodelosmiembrosyconexionesdeacuerdo con esta especificación basada en resistencias requeridas.
Enestructurasdiseñadasmediantemétodosdeanálisisinelástico,deberáncumplirselasdisposicionesdelAnexo1,AnálisisInelásticoyDiseño.
2. Requisitos de Diseño para la Estabilidad de los Miembros
Laestabilidaddelosmiembrosindividualessesuministraalcumplirlasdisposicionesde los Capítulos E, F, G, H e I.
Nota:Elpandeolocaldeloscomponentesdelaseccióntransversal,puedeevitarseha-ciendo uso de secciones compactas, según se define en la Sección B4.
Cuando se diseñan miembros destinados a actuar como arriostramientos, para definir la longitudnoarriostradadecolumnasyvigas,elsistemadearriostramientosdeberátenersuficiente rigidez y resistencia para controlar el movimiento del elemento en los puntos
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16-76 ESPECIFICACIONES
dondesequierearriostrar.LosmétodosquepermitensatisfacerestosRequisitossepre-sentanenelAnexo6,ArriostramientosparalaEstabilidaddeColumnasyVigas.
3. Requisitos de Diseño para la Estabilidad del Sistema Estructural
Laestabilidadlateralpuedesersuministradamediantemarcos rígidos,marcos arrios-trados, muros de cortey/ootros sistemas resistentes a cargas laterales equivalentes.Losefectosvolcantesdeldesplazamiento lateral y la influencia desestabilizante de las cargas gravitacionalesdebenserconsiderados.Losmarcosarriostradosylosmurosdecorte, marcos rígidos, marcos gravitacionales y los sistemas mixtos, deberán satisfacer los siguientes requisitos específicos:
3a. Sistemas de Marcos Arriostrados y Muros de Corte Enestructurasen lascuales laestabilidadlateralesproporcionadasóloporarriostra-mientosendiagonal,murosdecorteomediosequivalenteselfactor de largo efectivo,K,paramiembroscomprimidosserátomadocomo1.0,amenosqueelanálisis estructuralindiquequeesapropiadousarunvalormáspequeño.Ensistemasdemarcosarriostra-dos,espermitidodiseñarlascolumnas,vigasymiembrosdiagonalessuponiendoquesecomportancomoenrejadosverticalesenvoladizo,formadosdemiembrossimplementeconectados.
Nota: Marcos acartelados funcionan como sistemas de marcos de momento y deberían sertratadosdeacuerdoconC1.3b.Lossistemasdemarcosarriostradosexcéntricamentefuncionan como sistemas mixtos y deberían ser tratados de acuerdo a como se indica en laSecciónC1.3d.
3b. Sistemas de Marcos de Momento
En marcos en los cuales la estabilidad lateral es proporcionada por la rigidez a flexión delasvigasycolumnasconectadas,elfactorK de largo efectivo o la tensión crítica de pandeoelástico,Fe,paracolumnasyvigas-columnasserádeterminadodeacuerdoaloespecificado en la Sección C2.
3c. Sistemas de Marcos Gravitacionales
Lascolumnasdelossistemasdemarcosgravitacionalesserándiseñadasbasándoseensulargoverdadero(K=1.0)amenosquesedemuestremedianteanálisisqueunvalorinferiorpuedeserusado.Laestabilidadlateraldelosmarcosgravitacionalespuedesersuminis-trada por marcos rígidos, marcos arriostrados, muros de corte y/u otro sistema equivalente pararesistircargaslaterales.LosefectosP-∆ debido a las cargas en las columnas gravita-cionales,serántransferidosalsistemaresistenteacargaslateralesyseránincluidosenloscálculosdelaresistenciarequeridadelsistemaresistenteacargaslaterales.
3d. Sistemas Mixtos Elanálisisydiseñodelosmiembros,conexionesyotrosmiembrosensistemasmixtosde marcos rígidos, marcos arriostrados y/o muros de corte y marcos gravitacionales deberánsatisfacerlosrequisitosdesussistemasrespectivos.
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ESPECIFICACIONES 16-77
PAR
TE
16
C2. CÁLCULO DE LAS RESISTENCIAS REQUERIDAS
ExceptoloseñaladoenlaSecciónC2.2b,lasresistenciasrequeridasserándeterminadasusando un análisis de segundo orden de acuerdo a lo especificado en la Sección C2.1. Cualquiermétododeanálisisseadesegundoodeprimerorden,deberásatisfacerlosrequisitosdelaSecciónC2.2.
1. Métodos de Análisis de Segundo Orden
LosanálisisdesegundoordendebensatisfacerlosrequisitosdeestaSección.
1a. Análisis Elástico General de Segundo Orden
PuedeusarsecualquiermétododeanálisiselásticodesegundoordenqueconsiderelosefectosP-∆yP-δ.
El método basado en un Análisis Elástico de Primer Orden Amplificado definido en la SecciónC2.1besaceptadocomounmétododeanálisiselásticodesegundoordenparael análisis de marcos rígidos, marcos arriostrados y sistemas mixtos.
1b. Análisis de Segundo Orden amplificando un Análisis Elástico de Primer Orden
Nota: El método presentado en esta sección permite obtener los efectos de segundoorden amplificando las fuerzas normales y momentos en miembros y conexiones obte-nidosdeunanálisisdeprimerorden.Elsiguienteesunanálisisaproximadodesegundoordenparacalcularlasresistenciasrequeridas a flexión y esfuerzo normal. Las resistencias requeridas a flexión, Mryes-fuerzoaxial,Pr, se determinarán como sigue:
(C2-1a)
(C2-1b)
donde: (C2-2)
Paramiembrossometidosacompresiónaxial,B1, puedesercalculadabasándoseenelestimadordeprimerordenPr = Pnt + Plt
Nota:B1 es un factor que amplifica los efectos de primer orden para tomar en consi-deración los desplazamientos que se generan entre puntos fijos (P-δ)yB2esunfactoramplificador que toma en cuenta los efectos de segundo orden causados por los despla-zamientosdelospuntosarriostrados(P-∆). ParamiembrosenloscualesB1≤1.05 , es conservador amplificar la suma de los momen-tosconysindesplazamientos(obtenidosdeunanálisisdeprimerorden)porelfactorB2,enotraspalabras,Mr=B2(Mnt+Mlt).
1 2
2
r nt lt
r nt lt
M B M B M
P P B P
= += +
BC
P Pm
r e1
11
1=−
≥α
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16-78 ESPECIFICACIONES
(C2-3)
Notas:EsnecesarioseñalarqueelfactorB2(EcuaciónC2-3)puedeserestimadoenundiseño preliminar usando el límite máximo de deformación lateral correspondiente al esfuerzo cortante de piso ∑H en la ecuación (C2-6b).
y
α=1.00(LRFD) α=1.60(ASD)
Mr = resistencia requerida de segundo orden a flexión usando las combinaciones LRFDoASDenTon-m(N-mm)Mnt = momentodeprimerordenusandolascombinacionesLRFDoASD, cuandoenelmarconohaydesplazamientolateralTon-m(N-mm)Mlt = momentodeprimerordenusandolascombinacionesLRFDoASD, originadosóloporeldesplazamientolateralTon-m(N-mm)Pr = resistenciarequeridadesegundoordenaesfuerzoaxialusandolas combinacionesLRFDoASDenTon-m(N-mm)Pnt = fuerzaaxialdeprimerordenusandolascombinacionesLRFDoASD, cuandoenelmarconohaydesplazamientolateralTon(N)∑Pnt = cargaverticaltotalsoportadaporelpisousandolascombinaciones LRFDoASD,incluyendolascargasverticalesdelascolumnasTon(N)Plt = fuerzaaxialdeprimerordenusandolascombinacionesLRFDoASD, originadosóloporeldesplazamientolateralTon(N)Cm = coeficiente que supone un marco sin translación lateral, cuyo valor se calculará de la siguiente manera:
i. Paravigas-columnasnoafectasacargastransversalesentreapoyosenelplanode flexión,
(C2-4)
DondeM1yM2sonelmomentomenorymayorrespectivamenteenlosextremosdel elemento no arriostrado en el plano de flexión sometido a análisis, calculados medianteunanálisisdeprimerorden.ElcuocienteM1/M2espositivocuandoelelemento es flectado en doble curvatura, el signo será negativo cuando el elemento es flectado en curvatura simple.
ii. Paravigas-columnassometidasacargastransversalesentreapoyoselvalordeCmsedeterminarámedianteanálisisoseadoptaráconservadoramenteelvalor1.0entodosloscasos.
Pe1 = Resistencia a pandeo elástico del elemento en el plano de flexión calcu-ladasuponiendoquenohaydesplazamientodenudos,ton(N).
BC
P
P
m
nt
e
2
2
1
1=−
≥∑
∑α
C M Mm
= − ( )0 60 0 401 2
. . /
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ESPECIFICACIONES 16-79
PAR
TE
16
( )2
1 2
1
e
EIP
K L
π=
∑ = ∑( )
PEI
K Le2
2
22
π
∑ =∑
P RHL
He M2 ∆
(C2-5)
∑Pe2=Resistenciaapandeoelásticodelpiso,determinadamedianteanálisisal pandeosuponiendodesplazamientolateralton(N).
Para marcos rígidos, en los cuales el largo efectivo de pandeo K2hasidocalculadoparalas columnas, se permite calcular la resistencia a pandeo elástico del piso como:
(C2-6a)
Para todo tipo de sistema resistente a cargas laterales, se permite usar:
(C2-6b)
donde:
E = módulodeelasticidaddelacero=200.000Mpa(2.040.000Kg/cm2)RM = 1.00paramarcosarriostrados = 0.85 para marcos rígidos y sistemas mixtos, a menos que un valor mayor
pueda ser justificado mediante análisis. I = momentodeinerciaL = alturadepiso,m(mm)K1 = factor de largo efectivo en el plano de flexión, calculado basándose en la
hipótesisquenohaydesplazamientolateral.Debesuponerseiguala1.0,amenosqueelanálisisindiquequeunvalormenorpuedeserusado.
K2 =factor de largo efectivo en el plano de flexión, calculado mediante un análisis apandeoquesuponequehaydesplazamientolateral
Nota:MétodosparacalcularK2sondiscutidosenlosComentarios.
∆H=desplazamientodeentrepisodeprimerordendebidoalascargaslaterales,mm(cm).Cuando∆H varía en el área en planta de la estructura, ∆Hsecalcularácomoelpromedioponderadoporlacargaverticalo,alternativamente,eldesplaza-mientolateralmáximo.
∑H=esfuerzodecortedepisodebidoacargaslaterales,usadoparacalcular∆H, N(ton).
2. Requisitos de Diseño
Estos requisitos se aplican a todo tipo de marcos, arriostrados, rígidos y sistemas mixtos. Cuandolarazóndeldesplazamientodepisodesegundoordenaldesplazamientodeprimerordenesigualomenorque1.5,lasresistenciasrequeridasdelosmiembros,conexionesyotros elementos será determinada por uno de los métodos especificados en las Secciones C2.2aoC2.2b,oporelMétododeAnálisisDirectodelAnexo7.Cuandolarazóndeldespla-zamientodepisodesegundoordenaldesplazamientodeprimerordenesmayorque1.5,lasresistenciasrequeridasserándeterminadasporelMétododeAnálisisDirectodelAnexo7.
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16-80 ESPECIFICACIONES
Nota:LarazóndeldesplazamientodepisodesegundoordenaldesplazamientodepisodeprimerordenpuedeserrepresentadaporB2,calculadosegúnlaecuaciónC2-3.Estarazónpuedesercalculadaalternativamentecomparandolosresultadosdeunanálisisdesegundoordenrespectodelosresultadosdeunanálisisdeprimerorden,dondelosanálisispuedenserrealizados usando las combinaciones LRFD o ASD, amplificando por 1.6 las cargas gravita-cionalesenlascombinacionesASD.
En el caso de los métodos especificados en las Secciones 2.2a o 2.2b:
(1)Los análisis serán realizados de acuerdo al diseño y requisitos de carga especificadosyaseaenlasecciónB3.3(LRFD)oenlasecciónB3.4(ASD).
(2) El análisis de la estructura estará basado en los valores nominales de geometría y rigidez elásticaparatodosloselementos.
2a. Diseño mediante Análisis de Segundo Orden
Cuandolasresistenciasrequeridasseandeterminadasmedianteunanálisisdesegundoor-den:
(1)DeberánsatisfacerselasdisposicionesdelaSecciónC2.1.(2)ParaeldiseñodeacuerdoalmétodoASD,elanálisisdeberárealizarsepara1.6veceslas
combinacionesdecargaASDylosresultadosserándivididospor1.6paraobtenerlasresistenciasrequeridas.
Nota: El análisis de primer orden amplificado de la Sección C2.1b incorpora el multiplica-dor1.6directamenteenlosfactoresB1yB2,porestarazónnoesnecesariorealizarotrasmodificaciones.
(3)Todaslascombinacionesdecargassólogravitacionalesdeberánincluirunacargalateralmínima en cada nivel de la estructura de 0.002Yi,dondeYieslacargagravitacionaldediseño aplicada en el nivel i, N (ton). Esta carga lateral mínima deberá considerarse inde-pendientementeendosdireccionesortogonales.
Nota: La carga lateral mínima de 0.002 Yi,juntoconlasotrasrestriccionesdediseñodadasenestaseccióncontrolanloserroresdeanálisisresultantesdedespreciarlacurvaturainicialdel elemento así como también la pérdida de rigidez debido a las tensiones residuales.
(4)Cuandolarazóndeldesplazamientorelativodepisodesegundoordenaldesplazamientorelativodepisodeprimerordenesmenoroiguala1.1,sepermitediseñarlosmiembrosusandoK=1.0. En caso contrario, las columnas y vigas-columnas de marcos rígidos deberán diseñarseempleandounfactorKounatensióndepandeodecolumna,Fe,determinadadeunanálisisdepandeodelaestructuracondesplazamientodepisos.LosajustesdereduccióndelarigidezdebidosainelasticidaddelacolumnasepermitensertomadosencuentaenladeterminacióndelfactorK.Paramarcosarriostrados,elvalorKparamiembroscomprimi-dossetomarácomo1.0,amenosqueelanálisisdelaestructurademuestrequeunvalormenorpuedeserusado.
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ESPECIFICACIONES 16-81
PAR
TE
16
2b. Diseño mediante Análisis de Primer Orden
Laresistenciarequeridapuedeserdeterminadamedianteunanálisisdeprimerorden,contodoslosmiembrosdiseñadosaplicandoK=1.0,cuandosesatisfaganlassiguientescondiciones:
(1) Las resistencia requerida a compresión de todos los miembros cuya rigidez a flexión contribuya a la estabilidad lateral de la estructura, cumpla la siguiente limitante:
αPr ≤ 0.5Py (C2-7)
donde:
α=1.0(LRFD) α=1.6(ASD)
Pr = resistenciaaxialacompresiónrequeridacalculadaconlascombinacionesLRFDoASD,N(ton)
Py = resistencia a fluencia (=AFy),N(ton)
(2)Todaslascombinacionesincluyenunacargaadicionallateral,Ni,aplicadaencombi-nación con otras cargas en cada nivel de la estructura, donde:
Ni =2.1(∆/L)Yi ≥ 0.0042Yi (C2-8)Yi =cargagravitacional obtenidade las combinacionesde cargadelmétodo
LRFDo1.6veceslascombinacionesdecargadelmétodoASD,aplicadaenelniveli,N(ton)
∆/L =máximarazóndedesplazamientorelativoalaalturadepiso,paratodoslospisosdelaestructura
∆ =desplazamientorelativodeentrepisosdeprimerorden,originadoporlascargasdediseño,mm(cm).Si∆ varía en la planta de la estructura, deberá tomarse el desplazamientopromedioponderadopor la cargavertical, oalternativamenteeldesplazamientorelativomáximo.
L =alturadeentrepiso,m(mm)
Nota: El desplazamiento relativo se calcula aplicando las combinaciones de cargaLRFDdirectamenteobienaplicandolascombinacionesdecargaASDconunfactor1.6aplicadoalascargasgravitacionales.
Estacargalateraladicionaldeberáserconsideradaindependientementeendosdireccio-nesortogonales.
(3) El factor de amplificación de la viga-columna para el marco sin desplazamiento se consideramedianteelfactorB1delaSecciónC2.1paratodoslosmomentosdelosmiembros.
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16-82 ESPECIFICACIONES
CAPÍTULO D
DISEÑO DE MIEMBROS EN TRACCIÓN
Este capítulo abarca el diseño de miembros solicitados a tracción causados por fuerzas estáticas alolargodesuejecentral.
El capítulo está organizado de la siguiente manera:
D1. Límites de EsbeltezD2. ResistenciaenTracciónD3. DeterminacióndeÁreasD4. MiembrosArmadosD5. MiembrosConectadosporPasadoresD6. Bielas
Nota: Para los casos que no se incluyen en este capítulo, aplican las siguientes secciones:
•B3.9 Miembrossometidosafatiga.•Capítulo HMiembros sometidos a combinación de tracción axial y flexión.•J3 Barrasconhilo.•J4.1 Elementosdeconexiónentracción.•J4.3 Resistenciadefracturadebloquedecorteenconexionesextremasde miembrosentracción.
D1. LÍMITES DE ESBELTEZ
No existen límites de esbeltez para miembros en tracción.
Nota:Paramiembrosdiseñadosbásicamenteentracción,larazóndeesbeltezL/rpreferiblementenodebeexcederde300.Estasugerencianoseaplicaabarrasocolga-doresentracción.
D2. RESISTENCIA EN TRACCIÓN
Laresistenciadediseñoentracción, φt Pn,ylaresistenciaadmisibleentracción,Pn/Ωt,demiembrossolicitadosatraccióndebeserelmenorvalorobtenidodeacuerdoalosestados límite de fluencia en tracción en la sección bruta y fractura en tracción en la secciónneta.
(a) Para fluencia en tracción en la sección bruta: Pn=Fy Ag (D2-1)
φt =0.90 (LRFD) Ωt =1.67(ASD)
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ESPECIFICACIONES 16-83
PAR
TE
16
(b) Para fractura en tracción en la sección neta:
(D2-2)
(LRFD) (ASD)
Donde:
Ae =áreanetaefectiva,cm2(mm2)Ag =áreabrutadelmiembro,cm2(mm2)Fy = tensión de fluencia mínima especificada del tipo de acero utilizado, kgf/cm2
(MPa)Fu = tensión última mínima especificada del tipo de acero utilizado, kgf/cm2
(MPa)
Cuandomiembrossinperforacionessoncompletamenteconectadosporsoldadura,elárea neta efectiva usada en la Ecuación D2-2 debe ser la definida en la Sección D3. Cuandosepresentanperforacionesenelmiembroconconexionessoldadasensusex-tremos,oenconexionessoldadasmediantesoldaduraderanuraotapón,debeusarseeláreanetaefectivaatravésdelasperforacionesenlaEcuaciónD2-2.
D3. DETERMINACIÓN DE ÁREAS
1. Área Bruta
Eláreabruta,Ag,deunmiembroeseláreatotaldelaseccióntransversal.
2. Área Neta
Eláreanetadeunmiembro,An,eslasumadelosproductosqueseobtienendemul-tiplicar losespesoresporloscorrespondientesanchosnetosdelosmiembrosdecadaelemento calculados de la siguiente manera:
Paracalculareláreanetaparatensiónycorte,elanchodeunaperforaciónsetomarácomo2mmmásgrandequeladimensión nominaldelaperforación.
Para una cadena de perforaciones que se extiende a través de una pieza, en una línea en diagonalozigzag,elanchonetodeesaparteseobtendrádeduciendodelanchobruto,lasumadediámetrosoranurastalcomoseindicaenlaSecciónJ3.2detodaslasper-foraciones en una cadena, y agregando, para cada cambio de línea perpendicular a la direccióndelafuerza,lacantidads2/4g.donde:
s =espaciamientolongitudinal,medidoentrecentros(paso)dedosperforacionesconsecutivas,cm(mm)
g =espaciamientotransversal,medidoentrecentros(gramil)dedosperforacionesconsecutivas,cm(mm)
φt
= 0 75. Ωt
= 2 00.
P F An u e
=
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16-84 ESPECIFICACIONES
Paraángulos,elgramildeperforacionesenalasadyacentesserálasumadelosgramilesmedidosdesdelaespaldadelalademenorespesor.
Paraseccionestubulares(HSS)soldadasaunaplancha gusset,eláreaneta,An,eseláreabrutamenoselproductodelespesorporelanchototaldelmaterialremovidoporlaranura.
Paradeterminareláreanetaatravésdesoldadurasdetapónoranura,noseconsideraraqueelmetalsoldadocolaboraconeláreaneta.
Nota: LaSecciónJ4.1(b)limitaAnaunmáximode0.85Agparaplanchastraslapadasquetienenperforaciones.
3. Área Neta Efectiva
Eláreanetaefectivadelosmiembrostraccionadosdebeserdeterminadadelasiguienteforma: (D3-1)
DondeU,elfactordecortediferido(shearlag),esdeterminadocomosemuestraenlaTablaD3.1.
Miembrostalescomoángulossimples,ángulosdoblesyseccionesTlaminadas(WT)debentenerconexionesdiseñadasdemaneratalqueUesigualomayorque0.60.Al-ternativamente,unvalormenorqueUespermitidosiestosmiembrostraccionadossondiseñadosincluyendoelefectodeexcentricidaddeacuerdoconH1.2oH2.
D4. MIEMBROS ARMADOS
Para límites en el espaciamiento longitudinal de conectores entre elementos en contacto continuo consistentes en una placa y un perfil o dos placas, ver Sección J3.5.
Tantolasplacasdecubiertaperforadascomoplacasdeasientosinenlacesestánpermiti-dasparaserutilizadasenlosladosabiertosdemiembrosarmadosentracción.Placasdeasiento deben tener una longitud no menor que dos tercios de la distancia entre las líneas desoldaduraosujetadoresconectándolasaloscomponentesdelmiembro.Elespesordetales placas de asiento no debe ser menor que un quinto de la distancia entre estas líneas. El espaciamiento longitudinalde soldaduraso sujetadores intermitentes enplacasdeasientonodebeexcederde150mm.
e nA A U=
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ESPECIFICACIONES 16-85
PAR
TE
16
Tabla D 3.1 Factor de Corte Diferido para
Conexiones de Miembros en Tracción
Caso Descripción del ElementoFactor de Corte Diferido, U Ejemplo
1Todos los miembros en tracción donde la car-ga es transmitida directamente a cada uno de los elementos de la sección por conectores o soldaduras (excepto en los Casos 3, 4, 5 y 6)
U = 1.0
2
Todos los miembros en tracción, excepto las planchas y tubos, donde la carga es transmitida por sólo algunos de los elementos de la sección por conectores o soldaduras (Alternativamente, el Caso 7 puede ser utilizado para perfiles W, M, S y HP)
3Todos los miembros en tracción donde la car-ga es transmitida por soldaduras transversales a sólo algunos elementos de la sección.
U = 1.0y
An = área de los elementos conecta-dos directamente
4Planchas donde la carga de tracción es transmitida solamente por soldaduras longitudinales.
l ≥ 2w ... U = 1.0 2w > / ≥ 1.5 w ... U = 0.871.5 w > / ≥ w ... U = 0.75
5 Tubos redondos con sólo una placa gusset concéntrica.
l ≥ 1.3 D ... U = 1.0 D / ≤ 1.3 D ... U = 1- / l
= D/π
6 Tubo Rectangular
con sólo una placa gusset concéntrica
l / ≥ H ... U = 1- / l
con dos placas gusset concéntricas
I ≥ H ... U = 1- / l
7
Perfiles W, M, S o HP, o T cortadas a partir de estos perfiles (Si U es calculado según Caso 2, se permite utilizar el mayor valor)
con ala conectada con 3 o más conectores por línea en la dirección de carga
bf ≥ 2/3d ... U = 0.9 bf < 2/3d ... U = 0.85
con alma conectada con 4 o más conectores en la dirección de carga
U = 0.70
8
Ángulos simples (Si U es calculado según Caso 2, se permite utilizar el mayor valor)
con 4 o más conectores por línea en la dirección de carga
U = 0.80
con 2 ó 3 conectores por línea en la dirección de carga
U = 0.60
l = longitud de conexión, cm (mm); w = ancho plancha, cm (mm); = excentricidad de conexión, cm (mm); B = ancho total del tubo rectangular, medido 90º respecto al plano de conexión, cm (mm); H = altura total del tubo rectangular, medido en el plano de conexión, cm (mm)
x
x
x
x
xB BH
B H=
−+
2 2
4( )
xB BH
B H=
−+
2
4( )
U xI
= −1
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16-86 ESPECIFICACIONES
Nota:Elespaciamientolongitudinaldeconectoresentrecomponentes,depreferencia,debería limitar la razón de esbeltez en cualquier componente entre conectores al valor de300.
D5. MIEMBROS CONECTADOS POR PASADORES
1. Resistencia en Tracción
Laresistenciadediseñoentracción,φt Pn,ylaresistenciaadmisibleentracción,Pn /Ωt,demiembrosconectadosporpasadores,debeserelmenorvalordeterminadodeacuerdoa los estados límite de rotura en tracción, rotura en corte, aplastamiento y fluencia.
(a) Para rotura en tracción en el área neta efectiva será:
(D5-1)
(LRFD) (ASD)
(b) Para rotura en corte en el área efectiva:
(D5-2)
(LRFD) (ASD)
Donde
Asf =2t(a+ d/2),cm2(mm2)a = distanciamáscortadesdeelbordede laperforacióndelpasadorhastael
bordedelmiembromedidoparalelamentealadireccióndelafuerza,mm(cm)
beff =2t+1.6,cm(=2t +16,mm)peronomásqueladistanciaactualentreelbordede laperforaciónhastaelbordede lapartemedidaen ladirecciónnormalalafuerzaaplicada
d =diámetrodelpasador,cm(mm)t =espesordelaplaca,cm(mm)
(c)Paraaplastamientoeneláreaproyectadadelpasador,verSecciónJ7.
(d) Para fluencia en la sección bruta, usar Ecuación D2-1.
2. Requerimientos Dimensionales
Laperforacióndelpasadordebeestarlocalizadaamediadistanciaentrelosbordesdelmiembroenladirecciónnormalalafuerzaaplicada.Cuandoseesperaqueelpasadorpermitaelmovimientorelativoentrelaspartesconectadasbajomáximacarga,eldiá-metrodelaperforacióndelpasadornodebeser1mmmásgrandequeeldiámetrodelpasador.
0.6n u sfP F A=
2n eff uP tb F=
φt
= 0 75. Ωt
= 2 00.
φsf
= 0 75. Ωsf
= 2 00.
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ESPECIFICACIONES 16-87
PAR
TE
16
Elanchodelaplacadondeseencuentralaperforacióndelpasadornodebesermenorque2beff +d. La mínima extensión, a,másalládelextremosometidoaaplastamientodelaperforacióndelpasador,paraleloalejedelmiembro,nodebesermenorque1.33xbeff.
Lasesquinasmásalládelaperforacióndelpasadorestánpermitidasparasercortadasen45º al eje del miembro, siempre que el área neta mas allá de la perforación del pasador, enunplanoperpendicularalcorte,noseamenorquelarequeridamásalládelaperfora-cióndelpasadorparaleloalejedelmiembro.
D6. BIELAS
1. Resistencia en Tracción
La resistenciadisponible en traccióndebielasdebe serdeterminadade acuerdoa laSecciónD2,conAgtomadocomoeláreadelaseccióndelcuerpo.Parapropósitosdecálculo,elanchodelcuerpodelasbielasnodebeexceder8vecessuespesor.
2. Requerimientos Dimensionales
Lasbielasdebenserdeespesoruniforme,sinrefuerzoenlasperforacionesdepasadores,yconunacabezacircularconlaperiferiaconcéntricaalaperforacióndelpasador.
Elradiodetransiciónentrelacabezacircularyelcuerpodelabielanodebesermenorqueeldiámetrodelacabeza.
Eldiámetrodelpasadornodebesermenorque7/8veceselanchodelcuerpodelabiela,yeldiámetrodelaperforacióndelpasadornodebeser1mmmayorqueeldiámetrodelpasador.
Para acerosqueposeenFymayoresque4950kgf/cm2 (485MPa), eldiámetrode laperforaciónnodebeexcedercincoveceselespesordeplaca,yelanchodelcuerpodelabieladebeserreducidodeacuerdoconesto.
Unespesordemenosde13mmespermitidosolamentesisonprovistastuercasextremaspara fijar placas de pasador y placas de relleno en zonas de contacto estrecho. El ancho desdeelbordedelaperforaciónhastaelbordedelaplacaperpendicularenladireccióndelacargaaplicadadebesermayorquedosterciosdelcuerpodelabielay,parapropó-sitosdecálculo,nomayorquetrescuartasveceselanchodelcuerpodelabiela.
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16-88 ESPECIFICACIONES
Este capítulo abarca el diseño de miembros solicitados a compresión axial en el eje centroidal.
El capítulo está organizado de la siguiente manera:E1. DisposicionesGeneralesE2. Límites de Esbeltez y Longitud EfectivaE3. ResistenciaaCompresiónporPandeoaFlexiónparaMiembrossinElementos EsbeltosE4. ResistenciaaCompresiónporPandeoFlexo-TorsionalparaMiembrossinEle-
mentosEsbeltosE5. CompresióndeÁngulosSimplesE6. MiembrosArmadosE7. MiembrosconElementosEsbeltos
Nota: Para miembros que no se incluyen en este capítulo, las siguientes secciones apli-can:
• H1 - H3 Miembros solicitados a combinación de compresión axial y flexión.•H4 Miembrossolicitadosacompresiónaxialytorsión.•J4.4 Resistenciadecompresióndeelementosdeconexión.•I2 Miembrosaxialescompuestos.
E1. DISPOSICIONES GENERALES
Laresistenciadediseñoencompresión,φc Pn,ylaresistenciaadmisibleencompresión,Pn/Ωc, deben ser determinadas de la siguiente manera:
Laresistenciadecompresiónnominal,Pn,eselmenorvalorobtenidodeacuerdoconlosestados límite de pandeo por flexión, pandeo torsional y pandeo flexo-torsional.
(a) Para secciones de simetría doble y secciones de simetría simple se aplica el esta-do límite de pandeo por flexión.
(b) Para secciones de simetría simple, secciones asimétricas y ciertas secciones de si-metría doble, tales como columnas cruciformes o columnas armadas, los estados límite de pandeo torsional y flexo-torsional también son aplicables.
φc =0.90(LRFD) Ωc =1.67(ASD)
E2. LÍMITES DE ESBELTEZ Y LONGITUD EFECTIVA
Elfactordelongitudefectiva,K,paracalcularlaesbeltezdecolumna,KL/r,debeserdeterminado de acuerdo al Capítulo C, donde:
L =longitudnoarriostradalateralmentedelmiembro,cm(mm)
CAPíTULO E
DISEÑO DE MIEMBROS EN COMPRESIÓN
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ESPECIFICACIONES 16-89
PAR
TE
16
r=radiodegiro,cm(mm)K=factordelongitudefectivadeterminadadeacuerdoconlaSecciónC2
Nota: Paramiembrosdiseñados sólo en compresión, se recomiendaque la razóndeesbeltezKL/rnoseamayorque200.
E3. PANDEO POR FLEXIÓN DE MIEMBROS SIN ELEMENTOS ESBELTOS
Estasecciónaplicaparamiembrossolicitadosencompresiónconseccionescompactasy no compactas, como se define en la Sección B4 para elementos en compresión uni-forme.
Nota:Cuandolalongitudtorsionalnoarriostradaesmayorquelalongitudlateralnoarriostrada,estasecciónpuedecontrolareldiseñodecolumnasdealaanchayformassimilares.
Laresistenciadecompresiónnominal,Pn,debeserdeterminadabasándoseenelestadolímite de pandeo por flexión:
Pn = FcrAg (E3-1)
La tensión de pandeo por flexión, Fcr , se determina como sigue:
(a)Cuando (oFe ≥ 0.44 Fy)
(E3-2)
(b)Cuando (oFe<0.44Fy)
Fcr = 0.877 Fe (E3-3)
donde
Fe = tensión crítica de pandeo elástico determinada de acuerdo a la Ecuación E3-4, SecciónE4,odeacuerdoalasdisposicionesdelaSecciónC2,cuandoesapli-cable,kgf/cm2(MPa)
(E3-4)
Nota: Las dos ecuaciones para calcular los límites y aplicabilidad de las Secciones E3 (a)yE3(b),unabasadaenKL /rylaotrabasadaenFe,danlosmismosresultados.
4.71KL E
r Fy≤
0.658
y
e
F
FF Fcr y
=
4.71KL E
r Fy>
2
2E
FeKLr
π=
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16-90 ESPECIFICACIONES
E4. RESISTENCIA A COMPRESIÓN, PANDEO TORSIONAL Y FLEXO-TORSIONAL DE MIEMBROS SIN ELEMENTOS ESBELTOS
Esta sección se aplica a miembros con simetría simple y asimétricos y ciertos miembros con simetría doble, tales como columnas cruciformes o armadas, con secciones com-pactas y no compactas, como se define en la Sección B4 para elementos solicitados en compresiónuniforme.Noserequiereaplicarestasdisposicionesaángulossimples,losquesontratadosenlaSecciónE5.
Laresistencianominalacompresión,Pn,debeserdeterminadabasándoseenelestadolímite de pandeo por flexo-torsión y torsión, de la siguiente manera:
Pn = FcrAg (E4-1)
(a) Para secciones doble ángulo y T en compresión:
(E4-2)
dondeFcrysetomacomoFcr en Ecuación E3-2 o E3-3, para pandeo por flexión
entornoalejey de simetría y , y
(E4-3)
(b)Paratodoslosotroscasos,FcrdebeserdeterminadodeacuerdoaEcuaciónE3-2
o E3-3, usando la tensión de pandeo elástico torsional o flexo-torsional, Fe,determinado de la siguiente manera:
(i) Para miembros con simetría doble:
(E4-4)
(ii) Para miembros con simetría simple donde y es el eje de simetría:
(E4-5)
(iii)Paramiembrosasimétricos,Fe es la menor raíz de la ecuación cúbica:
(E4-6)
( )4
1 122
F F F F Hcry crz cry crzFcr H
F Fcry cry
+
= − − +
KL KL
r ry=
FGJ
A rcrz
g o
=2
( )
2 12
ECwF GJe I Ix yK Lz
π = + +
( )4
1 122
F F F F Hey ez ey ezFe H
F Fey ey
+
= − − +
F F F F F F F F Fx
re ex e ey e ez e e eyo
o
−( ) −( ) −( ) − −( )
2
2
−− −( )
=F F F
y
re e exo
o
2
2
0
( )4
1 122
F F F F Hcry crz cry crzFcr H
F Fcry cry
+
= − − +
( )
2 12
ECwF GJe I Ix yK Lz
π = + +
( )4
1 122
F F F F Hey ez ey ezFe H
F Fey ey
+
= − − +
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-91
PAR
TE
16
donde
Ag=áreabrutademiembro,cm2(mm2)Cw=constantedealabeo,cm6(mm6)
= (E4-7)
H= (E4-8)
Fex= (E4-9)
Fey= (E4-10)
Fez= (E4-11)
G=móduloelásticodecortedelacero=790.000kgf/cm2(77.200MPa)Ix,Iy= momentodeinerciaentornodelosejesprincipales,cm4(mm4)J= constantetorsional,cm4(mm4)Kz=factordelongitudefectivaparapandeotorsionalXo,Yo=coordenadasdelcentrodecorteconrespectoalcentroide,cm(mm) =radiodegiropolarentornoalcentrodecorte,cm(mm) ry =radiodegiroentornoalejey,cm(mm)
Nota: Para secciones H con simetría doble CwpuedetomarsecomoIyh02/4,dondeh0esla
distanciaentrecentroidesdealas,envezderealizarunanálisismáspreciso.ParaseccionesTyángulosdobles,seomiteeltérminoconCwcuandosecalculaFezysetomax0como0.
E5. ÁNGULO SIMPLE EN COMPRESIÓN
Laresistencia de compresión nominal,Pn ,paramiembrosángulossimplesdebeserdeterminadadeacuerdoalaSecciónE3oSecciónE7,laquecorresponda,paramiem-broscargadosaxialmente,delamismamanera,losmiembrosquecumplenelcriterioimpuestoenSeccionesE5(a)yE5(b)puedenserdiseñadoscomomiembroscargadosaxialmente usando la razón de esbeltez efectiva especificada, KL /r.
Losefectosdeexcentricidadenángulossimplespuedenserdespreciadoscuando losmiembrossonevaluadoscomomiembroscargadosaxialmenteencompresiónusandouna de las razones de esbeltez efectivas especificadas más abajo, cuando se cumple que: (1)losmiembrossoncargadosencompresiónensusextremosatravésdelamismaala;(2)miembrossonconectadosporsoldaduraoporlomenoscondospernos;y(3)noexistencargastransversalesintermedias.
2 2 I Ix yx yo o Ag
++ +
2 21
2x yo o
ro
+−
2
2E
K Lxrx
π
2
2E
K Lyry
π
( )
2 12 2
ECw GJA rK L g oz
π +
02r
ro
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-92 ESPECIFICACIONES
(a)Paraángulosconalasigualesoalasdesigualesconectadasenelalamáslarga,quesonalmasdeseccióncajónoalmasdeenrejadosplanosconmiembrosdealma adyacentes, conectados al mismo lado de la placa gusset o cordón:
(i) Cuando :
(E5-1)
(ii) Cuando :
(E5-2)
Paraángulosconalasdesigualesy razónde longituddealamenorque1.7yconectadasatravésdelalacorta,KL /rdelasEcuacionesE5-1yE5-2debenseraumentadosalsumarse ,peroKL /r de losmiembrosnodebesermenorque0.95L/rz.
(b)Paraángulosdealasigualesoalasdesigualesconectadasatravésdelalamáslarga,quesonmiembrosdealmadecajasoenrejadosespacialesconmiembrosdealmaadyacentes conectados al mismo lado de la placa gusset o cordón:
(i) Cuando :
(E5-1)
(ii) Cuando :
(E5-2)
Paraángulosconalasdesigualesyrazóndelongituddealamenorque1.7,conectadasatravésdelalacorta,KL /rdelasEcuacionesE5-3yE5-4debeseraumentadosalsumar-se peroKL /r delosmiembrosnodebensermenorque0.82L/rz
donde
L = longituddelmiembroentrepuntosdetrabajo,cm(mm)b1= alalargadelángulo,cm(mm)bs= alacortadelángulo,cm(mm)rx = radiodegiroentornodelejegeométricoparaleloalalaconectada,cm(mm)rz = radiodegiroparaelmenorejeprincipal,cm(mm)
(c)ÁngulossimplescondiferentescondicionesextremasdelasdescritasenlasSeccio-nesE5(a)yE5(b),conrazóndelongituddealasmayorque1.7oconcargastrans-versales deben ser evaluadas para combinación de cargas axiales con flexión usando
0 80L
rx≤ ≤
72 0.75KL L
r rx= +
80L
rx>
32 1.25 200KL L
r rx= + ≤
( )24 / 1b bl s −
0 75L
rx≤ ≤
60 0,8KL L
r rx= +
75L
rx>
45 200KL L
r rx= + ≤
( )26 / 1b bl s −
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-93
PAR
TE
16
las disposiciones del Capítulo H. Conexiones en los extremos para alas diferentes o paraambasalas,elusodepernossimplesolaconexióndemiembrosdealmaadya-centesalosladosopuestosdeplacasgussetocordones,debenconstituirdiferentescondiciones extremas requiriendo el uso de las disposiciones del Capítulo H.
E6. MIEMBROS ARMADOS
1. Resistencia a Compresión
Esta sección aplica a los miembros constituidos por dos secciones que pueden ser: (a) interconectadasporpernososoldadura;o(b)conporlomenosunladoabiertointerco-nectadoporplacasdecubiertaperforadasoenlacesconplacadeasiento.Lasconexionesen los extremos deben ser soldadas o con pernos pretensionados contra superficies de contactoClaseAoB.
(a)Laresistencia de compresión nominal demiembrosarmadoscompuestospordosseccionesqueestán interconectadasporpernoso soldadurasdebe serdeterminadade acuerdo a Secciones E3, E4 o E7 solicitados a las siguientes modificaciones. En vezderealizarunanálisismáspreciso,sielmododepandeoinvolucradeformacionesrelativasqueproducenfuerzasdecorteenlosconectoresentreseccionesindividuales,KL /rdebeserreemplazadopor(KL /r)m determinado de la siguiente manera:
i) Para conectores intermedios que son pernos de apriete calibrado:
(E6-1)
ii) Para conectores intermedios soldados o con pernos pretensionados:
(E6-2)
donde
=esbeltez modificada de columna para el miembro armado
=esbeltezdecolumnadelmiembroarmadoactuandocomounaunidaden
ladireccióndepandeoconsideradoa =distanciaentreconectores,cm(mm)ri = radio de giro mínimo del componente individual, cm (mm) rib =radiodegirodelcomponenteindividualrelativoasuejecentroidalpa-
raleloalejedepandeodelmiembro,cm(mm)α =razóndeseparación=h /2ribh =distanciaentrecentroidesdeloscomponentesindividualesmedidaper-
pendicularmentealejedepandeodelmiembro,cm(mm)
b) La resistencia de compresión nominal de miembros constituidos por dos o más perfi-lesoplacasyalmenosunladoabiertointerconectadoporplacasdecubiertaperfora-daoenlacesconplacasdeasientodebeserdeterminadadeacuerdoconlasSeccionesE3, E4, o E7 sujeto a la modificación dada en Sección E6.1 (a).
22KL KL a
r r rim o
= +
KL
r m
KL
r o
KL
r
KL
r
a
rm o ib
=
++( )
2 2
2
2
0 821
.α
α
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16-94 ESPECIFICACIONES
2. Requerimientos de Dimensionamiento
Loscomponentesindividualesdemiembrosencompresióncompuestosdedosomásseccionesdebenserconectadosunoalotroaintervalos,a,demaneratalquelaesbeltezefectivaKa /ridecadaseccióncomponente,entrelossujetadores,nodebeexceder3/4veceslarazóndeesbeltezquecontrolaeldiseñodelmiembroarmado.Elradiodegiromenor,ri,debeserusadoenelcálculodelarazóndeesbeltezdecadapartecomponen-te. La conexión extrema será soldada o con pernos pretensionados contra superficies de contactoClaseAoB.
Nota:Seaceptadiseñarunaconexiónextremaconpernosdelmiembroarmadoencom-presiónparaunacargadecompresióncompletaconpernosencorteyvaloresdepernobasadosenaplastamiento;sinembargo,lospernosdebenserpretensionados.Elreque-rimiento para superficies de contacto Clase A y B no está pensado para la resistencia de fuerzaaxialenelmiembroarmado,sinomásbienparaprevenirelmovimientorelativoentreloscomponentesensusextremoscuandoelmiembroarmadosecurva.
Enlosextremosdemiembrosarmadosencompresiónapoyadosenplacasbaseosu-perficies terminadas, todos los componentes en contacto uno con otro deben estar co-nectadosporunasoldaduraquetengaunlongitudnomenorqueelanchomáximodelmiembrooporpernosespaciadoslongitudinalmentenomasalládecuatrodiámetrosodeunadistanciaiguala1½veceselmáximoespesordelmiembro.
Alolargodelmiembroarmadoencompresiónentrelasconexionesextremasrequeridasanteriormente, laseparaciónlongitudinalparasoldaduras intermediasopernosdebenser adecuadas para producir la transferencia de las fuerzas requeridas. Para los límites deseparaciónlongitudinalentreconectoresdeelementosencontactocontinuo,consis-tentes en una placa y un perfil o dos placas, ver Sección J3.5. Cuando un componente de unmiembroarmadoencompresiónconsisteenunaplacaexterna,elmáximoespa-ciamientonodebeexcederelproductodelespesordelaplacaexternamásdelgadapor ,ni305mm,cuandosonprovistassoldadurasintermitentesalolargodebordesdeloscomponentesoconectoressonprovistosentodoslosejesderemachesencadasección.Cuandolosconectoresestánalternados,elmáximoespaciamientodecadaejederemachesnodebeexcederelproductodelespesordelaplacaexternamásdelgadapor ,ni460mm.
Los lados abiertos de miembros en compresión armados con placas o perfiles deben ser provistosconplacasdecubiertaperforadasconunasucesióndehoyosdeacceso.Sesupone que el ancho no soportado de dichas placas con hoyos de acceso, como se define enlaSecciónB4,contribuyealaresistenciadisponiblesólosilossiguientesrequeri-mientos se cumplen:
(1)Larazónancho/espesordebesatisfacerlaslimitacionesdelaSecciónB4.
Nota: Es conservador usar una razón ancho/espesor límite para el Caso 14 en la Tabla B4.1conunancho,b , tomado como la distancia transversal entre la línea de conectores máscercana.Eláreanetadelaplacaestomadaenelagujeromásancho.Envezderealizareste alcance, la razón ancho/espesor límite puede ser determinada por medio de análisis.
0.75 /E Fy
1.12 /E Fy
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ESPECIFICACIONES 16-95
PAR
TE
16
(2)Larazónentrelongitud(endireccióndelesfuerzo)yanchodelaperforaciónnodebeexcederados
(3)Ladistancialibreentreperforacionesenladireccióndelesfuerzonodebesermenor que la distancia transversal entre líneas próximas de conectores o solda-duras.
(4) La periferia de las perforaciones en todos los puntos debe tener un radio mínimo de38mm.
Comoalternativaalasplacasdecubiertaperforadas,cuandoseinterrumpeelenlace,sepermitenenlacesconplacasdeasientoencadaextremoyenpuntosintermedios.Lasplacasdeasientodebenquedartancercadelosextremoscomolaprácticalopermita.Enmiembrosqueproveenresistenciadisponible,lasplacasdeasientoextremodebentener una longitud no menor que la distancia entre líneas de sujetadores o soldaduras que conectanaloscomponentesdelmiembro.Placasdeasientointermediasdebentenerunalongitudnomenorqueunmediodesudistancia.Elespesordelasplacasdeasientodebeser no menores que un quinto de la distancia entre líneas de soldadura o sujetadores que conectanalossegmentosdelosmiembros.Enconstrucciónsoldada,elsoldadodecadalínea que conecta la placa de asiento debe totalizar no menos que un tercio de la longi-tuddeplaca.Enconstrucciónapernada,elespaciamientoenladireccióndetensiónenplacasdeasientodebensernomayoresqueseisdiámetrosylasplacasdeasientodebenestarconectadasacadasegmentoporlomenoscontressujetadores.
Enlaces mediante barras planas, ángulos, canales u otro perfil, deben estar suficiente-menteespaciadodemaneratalquelarazón L/rdelalaincluidaentresusconectoresnodebeexcedertrescuartasveceslarazóndeesbeltezquecontrolaeldiseñodelmiembrocomountodo.Debenproveerseenlacesparadarresistenciaalcortenormalalejedelmiembroiguala2%delaresistenciaacompresióndisponibledelmiembro.LarazónL/r parabarrasdeenlacedispuestasensistemasindividualesnodebeexceder140.Paraenlacesdoblesestarazónnodebeexceder200.Barrasdeenlacedobledebenestaruni-dasensusintersecciones.Parabarrasdeenlaceencompresión,lsepuedetomarcomolalongitudsinsoportedelabarradeenlaceentresoldadurasosujetadoresquelasconectanaloscomponentesdelmiembroarmadoparaenlacessimples,yun70%deesadistanciaparaenlacesdobles.
Nota:Lainclinacióndebarrasdeenlacealejedelmiembrodebepreferiblementenoser inferior a 60º para enlaces simples y a 45º para enlaces dobles. Cuando la distancia entre las líneas de soldaduras o sujetadores en las alas es más de 380 mm, el enlace debe preferiblementeduplicarseoserhechomedianteángulos.
Pararequerimientosdeespaciamientoadicional,verSecciónJ3.5.
E7. MIEMBROS CON ELEMENTOS ESBELTOS
Estasecciónaplicaparamiembrossolicitadosencompresiónconelementosesbeltos,como se define en la Sección B4 para elementos en compresión uniforme.
Laresistencia de compresión nominal,Pn,debeserdeterminadabasándoseenelestadolímite de pandeo por flexión, torsional o flexo-torsional.
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16-96 ESPECIFICACIONES
Pn=FcrAg (E7-1)
(a)Cuando (oFe ≥ 0.44 QFy)
(E7-2)
(b)Cuando (oFe <0.44QFy)
Fcr=0.877Fe (E7-3)
donde
Fe = tensión crítica de pandeo elástico, calculada usando Ecuaciones E3-4 y E4-4 para miembros con simetría doble, Ecuaciones E3-4 y E4-5 para miembros con simetría simple y Ecuación E4-6 para miembros asimétricos, excepto paraángulossimplesdondeFesecalculausandolaEcuaciónE3-4.
Q = 1.0 para miembros sin elementos esbeltos, como se define en Sección B4, paraelementosencompresiónuniforme.
= Qs Qa para miembros con secciones de elementos esbeltos, como se define enSecciónB4,paraelementosencompresiónuniforme.
Nota:Paraseccionescompuestassolamenteporelementosesbeltosnoatiesados,Q = Qs (Qa =1.0).Paraseccionescompuestassolamenteporelementosesbeltosatie-sados,Q = Qa (Qs =1.0).Paraseccionescompuestasporamboselementosesbeltosnoatiesadosyatiesados,Q = Qs Qa .
1. Elementos Esbeltos No Atiesados, Qs
El factorde reducciónQs para elementos esbeltos no atiesados se define a continua-ción:
(a)Paraalas,ángulosyplacasproyectadasdecolumnaslaminadasuotromiembroencompresión:
(i)Cuando
Qs=1.0 (E7-4)
(ii)Cuando
Qs=1.415-0.74 (E7-5)
(iii)Cuando
4.71KL E
r QFy≤
0.658
y
e
QF
FF Q Fcr y
=
4.71KL E
r QFy>
0.56b E
t Fy≤
0.56 1.03E b E
F t Fy y< <
Fb yt E
1.03b E
t Fy≥
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ESPECIFICACIONES 16-97
PAR
TE
16
(E7-6)
(b)Paraalas,ángulosyplacasproyectadasdecolumnasarmadasuotromiembroencompresión:
(i)Cuando
Qs=1.0 (E7-7)
(ii)Cuando
Qs=1.415-0.65 (E7-8)
(iii)Cuando
(E7-9)
donde
kc= ,yparaefectosdecálculodebetomarsenomenorque0.35nimayor
que0.76.
(c) Para ángulos simples:
(i)Cuando Qs=1.0 (E7-10)
(ii)Cuando
Qs=1.34-0.76 (E7-11)
(iii)Cuando
(E7-12)
donde
b=anchocompletodelaladeángulomáslarga,cm(mm)
0.692
EQs
bFy t
=
0.64Ekb c
t Fy≤
0.64 1.17Ek Ekbc cF t Fy y
< <
Fb yt Ekc
1.17Ekb c
t Fy≥
0.902
EkcQsb
Fy t
=
4
/h tw
0.45b E
t Fy≤
0.45 0.91E b E
F t Fy y< <
Fb yt E
0.91b E
t Fy≥
0.532
EQs
bFy t
=
Fb yt Ekc
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16-98 ESPECIFICACIONES
(d) Para alma de secciones T:
(i)Cuando
Qs=1.0 (E7-13)
(ii)Cuando
(E7-14)
(iii)Cuando
(E7-15)
donde
b = ancho del elemento no atiesado en compresión, como se define en Sección B4,cm(mm)d=profundidadnominalcompletadelasecciónT,cm(mm)t =espesordelelemento,cm(mm)
2. Elementos Esbeltos Atiesados, Qa
Elfactordereducción,Qa , para elementos esbeltos atiesados se define a continuación:
(E7-16)
donde
A =áreaseccionaltotaldelmiembro,cm2(mm2)Aeff=sumadelasáreasefectivasdelasseccionesbasadasenelanchoefectivo
reducido,be,cm2(mm2)
Elanchoefectivoreducido,be , se determina de la siguiente manera:
(a)Paraelementosesbeltosencompresiónuniforme,con,exceptoparaalas
detuboscuadradosyrectangularesdeespesor uniforme:
(E7-17)
donde
fsetomacomoFcrconFcrcalculadaconQ=1.0
0.75 1.03E d E
F t Fy y< <
0.75d E
t Fy≤
1.908 1.22Fd y
Qs t E = −
1.03d E
t Fy≥
0.692
EQs
dFy t
=
AeffQa A
=
1.49b E
t f≥
( )0.34
1.92 1/
E Eb t be f b t f
= − ≤
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ESPECIFICACIONES 16-99
PAR
TE
16
(b)Paraalasdeelementosesbeltosdetuboscuadradosyrectangularesen
compresiónuniformecon :
(E7-18)
donde
f =Pn /Aeff
Nota: Envezdecalcularf =Pn /Aeff,querequiereiteración,f puedesertomadaigualaFy.Estoresultaenunaestimaciónlevementeconservadoraenlacapacidaddelaco-lumna.
(c)Paratuboscircularescargadosaxialmente,cuando
(E7-19)
donde
D=diámetroexterior,cm(mm)t =espesordepared,cm(mm)
( )0.038 2
/ 3
EQ Qa F D ty
= = +
1.40b E
t f≥
( )0.38
1.92 1/
E Eb t be f b t f
= − ≤
0.11 0.45E D E
F t Fy y< <
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16-100 ESPECIFICACIONES
Este capítulo abarca el diseño de miembros solicitados por flexión simple en torno a un eje prin-cipal. Para flexión simple, el miembro es cargado en un plano paralelo al eje principal que pasa atravésdelcentrodecorteoesrestringidoalgiroenlospuntosdecargaylosapoyos.
El capítulo está organizado de la siguiente manera:
F1. DisposicionesGeneralesF2. Miembros Compactos de Sección H de Simetría Doble y Canales Flectados en
tornoasuEjeMayorF3. Miembros de Sección H de Simetría Doble con Almas Compactas y Alas No
CompactasoEsbeltasFlectadosentornoasuEjeMayorF4. OtrosMiembrosdeSecciónHconAlmasCompactasoNoCompactasFlecta-
dosentornoasuEjeMayorF5. Miembros de Sección H de Simetría Doble y Simple con Almas Esbeltas Flecta dosentornoasuEjeMayorF6. MiembrosdeSecciónHyCanalesFlectadosentornoasuEjeMenorF7. Perfiles Tubulares Cuadrados y RectangularesF8. Perfiles Tubulares CircularesF9. Secciones T y Ángulos Dobles cargados en el Plano de SimetríaF10. ÁngulosSimplesF11. BarrasRectangularesyCircularesF12. SeccionesAsimétricasF13. RequisitosDimensionalesdeVigasNota: Para los casos que no se incluyen en este capítulo, las siguientes secciones aplican:
•H1-H3. Miembros solicitados por flexión biaxial o por combinación de flexión ycargaaxial.• H4. Miembros solicitados por flexión y torsión.•Apéndice3. Miembrossolicitadosporfatiga.• Capítulo G. Disposiciones de diseño al corte.
Para ayuda en la determinación de la sección apropiada de este capítulo a aplicar, puede serusadalaTablaNotaF1.1.
CAPÍTULO F
DISEÑO DE MIEMBROS EN FLEXIÓN
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-101
PAR
TE
16
Tabla Nota F 1.1 Tabla de Selección para la Aplicación
de las Secciones del Capítulo F
Sección enCapítulo F
Sección EsbeltezAla
Esbeltez Alma
EstadosLímite
F2 C C Y, LTB
F3 NC, S C LTB, FLB
F4 C, NC S C, NC Y, LTB, FLB, TFY
F5 C,NC, S S Y, LTB, FLB, TFY
F6 C, NC, S N/A Y, FLB
F7 C, NC, S C, NC Y, FLB, WLB
F8 N/A N/A Y, LB
F9 C, NC, S N/A Y, LTB, FLB
F10 N/A N/A Y, LTB, LLB
F11 N/A N/A Y, LTB
F12 Pe N/A N/A Todos
Y = fluencia, LTB = pandeo lateral-torsional, FLB = pandeo local ala, WLB = pandeo local alma,TFY = fluencia ala tracción, LLB = pandeo local ala, LB = pandeo local, C = compacto, NC = no-compacto,S = esbelto
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16-102 ESPECIFICACIONES
F1. DISPOSICIONES GENERALES
Laresistencia de diseño en flexión,φbMn, y la resistencia admisible en flexión, Mn/ Ωb,deben ser determinadas de la siguiente manera:
(1) Para todas las disposiciones del capítulo:
φb=0.90(LRFD) Ωb =1.67(ASD)
ylaresistencia de flexión nominal,Mn,debeserdeterminadadeacuerdoconlasSec-cionesF2hastaF12.
(2) Las disposiciones en este capítulo están basadas en la suposición de que los puntosdeapoyodevigasestánrestringidoscontralarotaciónentornoalejelongitudinal(volcamiento).
Los siguientes términos son comunes en las ecuaciones de este capítulo excepto donde se diga lo contrario:
Cb = factor de modificación por pandeo lateral-torsional para diagramas de momento no uniformes cuando ambos extremos del segmento no arriostradoestánrestringidosavolcamiento.
(F1-1)
donde
Mmax =valorabsolutodelmáximomomentoenelsegmentonoarriostrado,T-m(N-mm)
MA =valorabsolutodelmomentoenprimercuartodelsegmentonoarriostrado,T-m(N-mm)
MB =valorabsolutodelmomentoenelcentrodelsegmentonoarriostrado,T-m(N-mm)
MC =valorabsolutodelmomentoentercercuartodelsegmentonoarriostrado, T-m(N-mm)Rm = parámetro de monosimetría de la sección transversal = 1.0 para miembros con doble simetría
=1.0para miembros con simple simetría solicitados a flexión con curvatura simple
=,miembros con simple simetría solicitados por flexión con doble
curvaturaIy =momentodeinerciaentornoalejeprincipaly,cm4(mm4)Iyc =momentodeinerciadelalaencompresiónentornoalejeprincipaly,osi
flexión es en curvatura reversible, el momento de inercia de la menor ala,cm4(mm4)
En miembros con simetría simple solicitados por flexión con curvatura simple, la re-sistencia de pandeo lateral-torsional debe ser verificada para ambas alas. La resistencia
12.5 max 3.02.5 3 4 3max
MC Rb mM M M MA B C
= ≤+ + +
2
0.5 2I ycI y
+
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ESPECIFICACIONES 16-103
PAR
TE
16
disponible de flexión debe ser mayor o igual que el máximo momento requerido que causacompresióndelalabajoconsideración.
EspermitidotomarconservadoramenteCbiguala1.0entodosloscasos.Paravoladizosoextremoscolgadosdondeelextremolibrenoestáarriostrado,Cb =1.0.
Nota: Para miembros con simetría doble y sin cargas transversales entre puntos de arrios-tramiento,laEcuaciónF1-1sereducea2.27paraelcasodemomentosextremosigualesdesignoopuestoya1.67cuandounodelosmomentosextremosesigualacero.
F2. MIEMBROS COMPACTOS DE SECCIÓN H DE SIMETRÍA DOBLE Y CANALES FLECTADAS EN TORNO A SU EJE MAYOR
Esta sección aplica a miembros de sección H con simetría doble y canales flectados en torno a su eje mayor, teniendo almas compactas y alas compactas como se define en la SecciónB4.
Nota: Todos los perfiles de uso común ASTM A6 W, S, M, C y MC excepto W21x48, W14x99, W14x90, W12x65, W10x12, W8x31, W8x10, W6x15, W6x9, W6x8.5 yMC4x6 tienenalascompactasparaFy=3520kgf/cm2 (345 MPa); todos los perfiles deusocomúnASTMA6W,S,M,HP,CyMCtienenalmascompactasparaFy ≤4590kgf/cm2(450MPa).
La resistencia nominal de flexión, Mn,debeserelmenorvalorobtenidodeacuerdoconlos estados límite de fluencia (momento plástico) y pandeo lateral-torsional.
1. Fluencia
Mn =Mp=Fy Zx (F2-1)
donde
Fy = tensión de fluencia mínima especificada del tipo de acero utilizado, kgf/cm2(MPa)
Zx = módulodesecciónplásticoentornoalejex,cm3(mm3)
2. Pandeo Lateral-Torsional
(a)CuandoLb ≤Lp , el estado límite de pandeo lateral-torsional no aplica(b)CuandoLp <Lb ≤Lr
(F2-2)
(c)CuandoLb >Lr
Mn =Fcr Sx ≤ Mp (F2-3)
donde:Lb= longitudentrepuntosqueestánoarriostradoscontradesplazamientos la-
M C M M F SL L
L LM
n b p p y x
b p
r pp
= − −( ) −−
≤0 7,
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16-104 ESPECIFICACIONES
0.7
EL rr ts Fy
π=
CI h
w
y o=2
4
teralesdecompresióndealaoarriostradoscontragirode la sección,cm(mm)
(F2-4)
donde:E= módulodeelasticidaddelacero=2.04x106kgf/cm2(200000Mpa)J= constantetorsional,cm4(mm4)Sx= módulodesecciónelásticoentornoalejex,cm3(mm3)
Nota: El término raíz cuadrada en Ecuación F2-4 puede tomarse conservadoramente iguala1.0.
Las longitudes límites LpyLr se determinan a continuación:
Lp =1.76ry (F2-5)
(F2-6)
donde:
rts2= (F2-7)
c = 1.0; para secciones H con simetría doble (F2-8a)
c =;paracanales,donde (F2-8b)
ho = distanciaentrecentroidedealas,cm(mm)
Nota: Si se toma el término raíz cuadrada conservadoramente igual a 1.0 en Ecuación F2-4, Ecuación F2-6 se reduce a:
Sedebetenerpresentequeestaaproximaciónpuedeserextremadamenteconservadora.
Para secciones H con doble simetría y alas rectangulares, y entonces
Ecuación F2-7 se reduce a:
221 0.078
2C E LJcb bFcr S h rx o tsLb
rts
π = +
E
Fy
20.71.95 1 1 6.76
0.7
F S hE Jc y x oL rr ts F S h E Jcy x o
= + +
I Cy w
Sx
2
Ih yoCw
rI h
Sts
y o
x
2
2=
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-105
PAR
TE
16
112 1
6
b frts
htwb tf f
= +
rtspuedeseraproximadoconservadoramentecomoelradiodegirodelalaencompre-sión más un sexto del alma:
F3. MIEMBROS DE SECCIÓN H DE SIMETRÍA DOBLE CON ALMAS COMPACTAS Y ALAS NO COMPACTAS O ESBELTAS FLECTADOS EN TORNO A SU EJE MAYOR
Esta sección aplica a miembros de sección H con doble simetría flectados en torno a su eje mayor, teniendo almas compactas y alas no compactas o esbeltas como se define en la Sección B4 para flexión.
Nota: Los siguientes perfiles poseen alas no compactas para Fy=3520kgf/cm2(345MPa): W21x48, W14x99, W14x90, W12x65, W10x12, W8x31, W8x10, W6x15, W6x9, W6x8.5 y M4x6. Todos los otros perfiles ASTM A6 W, S, M y HP tienen almas compac-tasparaFy ≤ 3520 kgf/cm2(345MPa).
La resistencia nominal de flexión, Mn,debeserelmenorvalorobtenidodeacuerdoconlos estados límites de pandeo lateral-torsional y pandeo local del ala en compresión.
1. Pandeo Lateral Torsional
DebenaplicarselasdisposicionesdelaSecciónF2.2parapandeolatera-torsional.
2. Pandeo Local Ala en Compresión
(a)Paraseccionesconalasnocompactas
(F3-1)
(b)Paraseccionesconalasesbeltas
(F3-2)
donde:
λ =
λpf =λp es la esbeltez límiteparaalacompacta,TablaB4.1λrf =λr es la esbeltez límite para ala no compacta, Tabla B4.1
kc =;parapropósitosdecálculonodebetomarsemenorque0.35ni mayorque0.76
2
b ft f
4
h tw
M M M F Sn p p y x
pf
rf pf
= − −( ) −−
0 7.λ λ
λ λ
Ωt
= 2 00.
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-106 ESPECIFICACIONES
F4. OTROS MIEMBROS DE SECCIÓN H CON ALMAS COMPACTAS O NO COM-PACTAS FLECTADOS EN TORNO A SU EJE MAYOR
Esta sección aplica para: (a) miembros de sección H de simetría doble flectados en torno a su eje mayor con almas no compactas; y (b) miembros de sección H de simetría simple cuyas almas están conectadas a la mitad del ancho de alas, se encuentran flectados en torno a su eje mayor y presentan almas compactas o no compactas, como se define en la Sección B4 para flexión.
Nota: LosmiembrosconsecciónHmencionadosenestasecciónpuedenserdiseñadosconservadoramenteusandolaSecciónF5.
La resistencia de flexión nominal, Mn ,debeserelmenorvalorobtenidodeacuerdoconlos estados límite de fluencia del ala en compresión, pandeo lateral-torsional, pandeo local del ala en compresión y fluencia del ala en tracción.
1. Fluencia del Ala en Compresión
Mn=RpcMyc=RpcFySxc (F4-1)
2. Pandeo Lateral-Torsional
(a)CuandoLb ≤Lp , no aplica el estado límite de pandeo lateral-torsional
(b)CuandoLp <Lb ≤Lr
(F4-2)
(c)CuandoLb >Lr
Mn=Fcr Sxc ≤Rpc Myc (F2-3)
donde:
Myc=Fy Sxc (F4-4)
(F4-5)
Para,Jdebetomarsecomocero.
Latensión,F1,debeserdeterminada como sigue:
(i)Cuando
FL=0.7 Fy (F4-6a)
M C R M R M F SL L
L Ln b pc yc pc yc L xc
b p
r p
= − −( ) −−
≤ R Mpc yc
FC E
L
r
J
S h
L
rcrb
b
t
xc o
b
t
=
+
π2
2
2
1 0 078.
0.23I ycI y
≤
S
Sxt
xc
≥ 0 7.
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ESPECIFICACIONES 16-107
PAR
TE
16
(ii)Cuando
(F4-6b)
La longitud no arriostrada para el estado límite de fluencia, Lp,debeserdeterminadacomo:
(F4-7)
La longitud no arriostrada para el estado límite de pandeo inelástico lateral-torsional,Lr , debe ser determinada como:
(F4-8)
El factor de plastificación del alma, Rpc , debe ser determinado como:
(i)Cuando
(F4-9a)
(ii)Cuando (F4-9b)
donde:
Mp =ZxFy ≤ 1.65 Sxc FySxc,Sxt=módulodesecciónelástico referidoalalaencompresióny tracción,
respectivamente,cm3(mm3)
λ =
λpw =λp es la esbeltez límite para alma compacta, Tabla B4.1λrw =λr es la esbeltez límite para alma no compacta, Tabla B4.1
Elradiodegiroefectivoparapandeolateral-torsional,rt,sedebedeterminardeacuerdoa lo siguiente:
(i)ParaseccionesHconalarectangularencompresión
(F4-10)
0.7SxtSxc
<
1.1E
L rp t Fy=
21.95 1 1 6.76
S hFE J xc oLL rr t F S h E JL xc o
= + +
hcpwtw
λ≤
M pRpc M yc
=
hcpwtw
λ>
1M M Mp p pw p
Rpc M M Myc yc rw pw yc
λ λ
λ λ
− = − − ≤ −
hctw
2112
6
b fcrt
h ho awd h do
= +
F FS
SF
L yxt
xcy
= ≥ 0 5.
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16-108 ESPECIFICACIONES
donde:
aw= (F4-11)
bfc = anchodelalaencompresión,cm(mm)tfc = espesordelalaencompresión,cm(mm)
(ii) Para secciones H con canales o placas de cubierta fijadas al ala en compresión:
rt = radio de giro de los componentes de ala en compresión por flexión más un terciodeláreadealmaencompresióndebidosóloalaaplicacióndemo-mento de flexión en torno al eje mayor, cm (mm)
aw = larazónentredosveceseláreadelalmaencompresióndebidosóloa laaplicación de momento de flexión en torno al eje mayor y el área de los componentesdelalaencompresión
Nota: ParaseccionesHconalasrectangularesencompresión,rtpuedeseraproximadoconservadoramentecomoelradiodegirodelalaencompresiónmásunsextodelapor-ciónencompresióndelalma;enotraspalabras,
3. Pandeo Local de Ala en Compresión
(a) Para secciones con alas compactas, no aplica el estado límite de pandeo local del alaencompresión.
(b)Paraseccionesconalasnocompactas
(F4-12)
(c)Paraseccionesconalasesbeltas
(F4-13)
donde:
FL = es definido en Ecuaciones F4-6a y F4-6b.Rpc = es el factor de plastificación del alma, determinado por Ecuación F4-9.
kc= ynodebetomarsemenorque0.35nimayorque0.76para propósitosdecálculo
h tc wb tfc fc
112 1
6
b fcrt
aw
= +
0.92
Ek Sc xcMnλ
=
4
h tw
M R M R M F Sn pc yc pc yc L x
pf
rf pf
= − −( ) −−
λ λλ λ
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ESPECIFICACIONES 16-109
PAR
TE
16
λ =
λpf =λp es la esbeltez límite para ala compacta, Tabla B4.1λrf =λr es la esbeltez límite para ala no compacta, Tabla B4.1
4. Fluencia del Ala en Tracción
(a)CuandoSxt ≥ Sxc , no aplica el estado límite de fluencia del ala en tracción.
(b)CuandoSxt<Sxc
Mn=RptMyt (F4-14)
donde: Myt=FySxt
El factor de plastificación del alma correspondiente al estado límite de fluencia del ala entracción,Rpt , se determina como se indica a continuación:
(i)Cuando
(F4-15a)
(ii)Cuando
(F4-15b)
donde:
λ =
λpw =λp, es la esbeltez límite para alma compacta, Tabla B4.1λrw =λpr, es la esbeltez límite para alma no compacta, Tabla B4.1
F5. MIEMBROS DE SECCIÓN H DE SIMETRÍA DOBLE Y SIMPLE CON ALMAS ESBELTAS FLECTADOS EN TORNO A SU EJE MAYOR
Esta sección aplica para miembros de sección H de simetría doble y simple con almas esbeltas conectadas a la mitad del ancho de alas y flectados en torno a su eje mayor como se define en la Sección B4.
La resistencia de flexión nominal, Mn,debeserelmenorvalorobtenidodeacuerdoconlos estados límite de fluencia del ala en compresión, pandeo lateral-torsional, pandeo local del ala en compresión y fluencia del ala en tracción.
2
b fct fc
hcpwtw
λ≤M p
Rpt M yt=
hcpwtw
λ>
hctw
RM
M
M
Mpt
p
yt
p
yt
pw
rw pw
= − −
−−
1
λ λλ λ
≤M
Mp
yt
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16-110 ESPECIFICACIONES
1. Fluencia del Ala en Compresión
Mn=Rpg Fy Sxc (F5-1)
2. Pandeo Lateral-Torsional
Mn=Rpg Fcr Sxc (F5-2)
(a)CuandoLb ≤Lp , no aplica el estado límite de pandeo lateral-torsional
(b)CuandoLp <Lb ≤ Lr
(F5-3)
(c)CuandoLb >Lr
(F5-4)
donde:
Lp se define por la Ecuación F4-7
(F5-5)
Rpg es el factor de reducción de resistencia en flexión:
(F5-6)
aw se define por la Ecuación F4-11 pero no debe exceder de 10rt es el radio de giro efectivo para pandeo lateral como se define en la Sección F4
3. Pandeo Local de Ala en Compresión
Mn=Rpg Fcr Sxc (F5-7)
(a) Para secciones con alas compactas, no aplica el estado límite de pandeo local delalaencompresión
(b)Paraseccionesconalasnocompactas
(F5-8)
2
2C EbF Fcr y
Lbrt
π= ≤
0.7
EL rr t Fy
π=
1 5.7 1.01200 300
a h Ew cRpg a t Fw w y
= − − ≤ +
F C F FL L
L LF
cr b y y
b p
r py
= − ( ) −−
≤0 3.
F F Fcr y y
b p
r p
= − ( ) −−
0 3.λ λλ λ
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ESPECIFICACIONES 16-111
PAR
TE
16
(c)Paraseccionesconalasesbeltas
(F5-9)
donde:
kc =ynodebetomarsemenorque0.35nimayorque0.76parapropósitosdecálculo.
λ =
λpf= λp, es la esbeltez límite para ala compacta, Tabla B4.1λrf = λr, es la esbeltez límite para ala no compacta, Tabla B4.1
4. Fluencia del Ala en Tracción
(a)CuandoSxt ≥ Sxc , no aplica el estado límite de fluencia del ala en tracción
(b)CuandoSxt<Sxc
Mn=Fy Sxt (F5-10)
F6. MIEMBROS DE SECCIÓN H Y CANALES FLECTADOS EN TORNO A SU EJE MENOR
Esta sección aplica para miembros de sección H y canales flectados en torno a su eje menor.
La resistencia de flexión nominal, Mn,debeserelmenorvalorobtenidodeacuerdoconlos estados límite de fluencia (momento plástico) y pandeo local del ala.
1. Fluencia
Mn=Mp = Fy Zy ≤ 1.60 Fy Sy (F6-1)
2. Pandeo Local de Ala
(a) Para secciones con alas compactas, no aplica el estado límite de pandeo local.
Nota: Todos los perfiles actuales ASTM A6 W, S, M, C y MC excepto W21x48, W14x99, W14x90,W12x65,W10x12,W8x31,W8x10,W6x15,W6x9,W6x8.5yM4x6tienenalascompactasparaFy=3520kgf/cm2(345MPa).
0.92
2
EkcFcrb ft f
=
4
h tw
2
b fct fc
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16-112 ESPECIFICACIONES
(b)Paraseccionesconalasnocompactas
(F6-2)
(c)Paraseccionesconalasesbeltas
Mn=Fcr Sy (F6-3)
donde
(F6-4)
λ=
λpf=λp es la esbeltez límite para ala compacta, Tabla B4.1
λrf=λr es la esbeltez límite para ala no compacta, Tabla B4.1
Sy para un canal debe tomarse como el módulo de sección mínimo.
F7. PERFILES TUBULARES CUADRADOS Y RECTANGULARES
Esta sección aplica a miembros de sección tubular cuadrados y rectangulares flectados entornoacualquiereje,teniendoalmascompactasonocompactasyalascompactas,nocompactas o esbeltas como se define en Sección B4.
La resistencia de flexión nominal, Mn,debeserelmenorvalorobtenidodeacuerdoconlos estados límite de fluencia (momento plástico), pandeo local del ala y pandeo local del alma en flexión pura.
1. Fluencia
Mn=Mp = Fy Z (F7-1)
donde
Z = módulo plástico de la sección en torno al eje de flexión, cm3(mm3).
2. Pandeo Local de Ala
(a) Para secciones compactas, no aplica el estado límite de pandeo local del ala.
(b)Paraseccionesconalasnocompactas
(F7-2)
0.692
2
EFcr
b ft f
=
b
teiθ
M M M F Sn p p y y
pf
rf pf
= − −( ) −−
0 7.λ λ
λ λ
M M M F Sb
t
F
EM
n p p y
y
p= − −( ) −
≤3 57 4 0. .
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ESPECIFICACIONES 16-113
PAR
TE
16
(c)Paraseccionesconalasesbeltas
Mn=Fy Seff (F7-3)
donde
Seffeselmódulodesecciónefectivodeterminadoconelanchoefectivodelalaencompresión tomado como:
(F7-4)
3. Pandeo Local de Alma
(a) Para secciones compactas, no aplica el estado límite de pandeo local del alma.
(b)Paraseccionesconalmasnocompactas
(F7-5)
F8. PERFILES TUBULARES CIRCULARES
EstasecciónaplicaamiembrosdeseccióntubularcircularqueposeanunarazónD/t
menorque.
La resistencia de flexión nominal, Mn,debeserelmenorvalorobtenidodeacuerdoconlos estados límite de fluencia (momento plástico) y pandeo local.
1. Fluencia Mn=Mp = Fy Z (F8-1)
2. Pandeo Local
(a) Para secciones compactas, no aplica el estado límite de pandeo local
(b)Paraseccionesnocompactas
(F8-2)
(c)Paraseccionesconparedesesbeltas
Mn=FcrS (F8-3)
0.45E
Fy
0.381.92 1
E Eb t be F b t Fy y
= − ≤
0.021EM F Sn yD
t
= +
M M M F Sh
t
F
EM
n p p y xw
y
p= − −( ) −
≤0 305 0 738. .
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16-114 ESPECIFICACIONES
donde:
(F8-4)
S= módulodesecciónelástico,cm3(mm3)
F9. SECCIONES T Y ÁNGULOS DOBLES CARGADOS EN EL PLANO DE SIMETRÍA
EstasecciónaplicaamiembrosdesecciónTyángulosdoblescargadosenelplanodesimetría.
La resistencia de flexión nominal, Mn ,debeserelmenorvalorobtenidodeacuerdocon los estados límite de fluencia (momento plástico), pandeo lateral-torsional y pandeo localdelala.
1. Fluencia
Mn=Mp (F9-1)
donde
Mp =Fy Zx ≤ 1.6 My paraalmasentracción (F9-2) ≤ Myparaalmasencompresión (F9-3)
2. Pandeo Lateral-Torsional
(F9-4)
donde
(F9-5)
ElvalorpositivodeBaplicacuandoelalmaestáentracciónyelsignomenosaplicacuandoelalmaestaencompresión.Sielextremonoatiesadodelalmaestáencompre-siónencualquierpartealolargodelalongitudnoarriostrada,debeserutilizadoelvalornegativodeB.
3. Pandeo Local de Alas de Sección T
Mn=Fcr Sxc (F9-6)
Sxceselmódulodesecciónelásticoreferidoalalaencompresión.Fcr se determina a continuación:
0.33EFcr D
t
=
21EI GJy
M M B Bn cr Lb
π = = + +
Bd
L
I
Jb
y= ±
2 3.
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ESPECIFICACIONES 16-115
PAR
TE
16
(a) Para secciones compactas, no aplica el estado límite de pandeo local del ala
(b)Paraseccionesnocompactas
(F9-7)
(c)Paraseccionesconelementosesbeltos
(F9-8)
F10. ÁNGULOS SIMPLES
Estasecciónaplicaparaángulossimplesconosinrestricciónlateralcontinuaalolargodesulongitud.
Losángulossimplesconrestricciónlateral-torsionalcontinuaalolargodesulongitudpodrán ser diseñados basándose en flexión en torno de sus ejes geométricos (x, y). Ángu-lossimplessinrestricciónlateral-torsionalcontinuaalolargodesulongituddebenserdiseñados usando las disposiciones para flexión en torno a sus ejes principales excepto cuando se permita aplicar las disposiciones para flexión en torno a sus ejes geométri-cos.
Nota: Paraeldiseñorespectodelosejesgeométricos,sedeberánusarlaspropiedadesdelaseccióncalculadasentornoalosejesxeydelángulo,paraleloyperpendicularalasalas.Paraeldiseñorespectodelosejesprincipales,sedeberánusarlaspropiedadesdelaseccióncalculadasentornoalosejesprincipalesmayorymenordelángulo.
La resistencia de flexión nominal, Mn,debeserelmenorvalorobtenidodeacuerdoconlos estados límite de fluencia (momento plástico), pandeo lateral-torsional y pandeo localdelala.
1. Fluencia
Mn=1.5 My (F10-1)
donde
My = momento de primera fluencia en torno al eje de flexión, T-m (N-mm)
2. Pandeo Lateral-Torsional
Paraángulossimplessinrestriccióncontinuaalpandeolateral-torsionalalolargodesulongitud.
1.19 0.502
b Ff yF Fcr y t Ef
= −
0.692
2
EFcr
b ft f
=
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-116 ESPECIFICACIONES
(a)CuandoMe ≤My
(F10-2)
(b)CuandoMe >My
(F10-3)
donde
Me,elmomentodepandeoelásticolateral-torsional,esdeterminadodeacuerdoa lo siguiente:
(i) Para flexión en torno a uno de los ejes geométricos de un ángulo de alas iguales sin arriostramiento lateral-torsional:
(a)Conmáximacompresiónenelbordeextremo
(F10-4a)
(b)Conmáximatracciónenelbordeextremo
(F10-4b)
My debe tomarse como 0.80 veces el momento de primera fluencia calculado usandoelmódulodesecciónelásticoentornoalejegeométrico.
Nota: Mn puedetomarsecomoMyparaángulossimplescuyobordeinferiordelalavertical
estécomprimido,ylarazóndeluz/altoseamenoroigualque .
(ii) Para flexión en torno uno de los ejes geométricos de un ángulo de alas iguales con arriostramiento lateral-torsional solamente en el punto de máximo momento:
Medebetomarsecomo1.25veceselvalordeMecalculadousandolaEcuaciónF10-4aoF10-4b.
My debe tomarse como el momento de primera fluencia calculado usando el móduloelásticogeométrico.
(iii) Para flexión en torno del eje principal mayor de un ángulo de alas iguales:
(F10-5)
240.661 0.78 1
2 2Eb tC LtbMeL b
= + −
240.661 0.78 1
2 2Eb tC LtbMeL b
= + +
21.641.4
FE t yF b Ey
−
2 20.46Eb t CbMe L=
MM
MM
ne
yy
= −
0 92
0 17.
.
MM
MM M
n
y
ey y
= −
≤1 92 1 17 1 5. . .
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-117
PAR
TE
16
(iv) Para flexión en torno del eje principal mayor de un ángulo de alas desiguales:
(F10-6)
donde
CbescalculadousandolaEcuaciónF1-1conunvalormáximode1.5L= longitudnoarriostradalateralmentedelmiembro,cm(mm)Iz= momentodeinerciadelejeprincipalmenor,cm4(mm4)rz = radiodegirodelejeprincipalmenor,cm(mm)t = espesordealadelángulo,cm(mm)βw= propiedaddelasecciónparaángulosdealasdesiguales;positivoparaalas
cortasencompresiónynegativoparaalaslargasencompresión.Cuandoelalalargaestaencompresiónencualquierpartealolargodelalongitudnoarriostradadelmiembro,deberáusarseelvalornegativodeβw.
Nota: LaecuaciónparaβwylosvaloresparatamañosdeánguloscomunessepresentanlistadosenelComentario.
3. Pandeo Local de Ala
El estado límite de pandeo local del ala aplica cuando el borde extremo del ala está en compresión.
(a) Para secciones compactas, no aplica el estado límite de pandeo local del ala
(b)Paraseccionesconalasnocompactas
(F10-7)
(c)Paraseccionesconalasesbeltas
Mn=FcrSc (F10-8)
donde
(F10-9)
b = anchoexteriordelalaencompresión,cm(mm)Sc = módulodesecciónelásticoreferidoalbordeexteriorencompresiónrelativo
al eje de flexión, cm3(mm3). Para flexión en torno a uno de los ejes geomé-tricosdeunángulodealasigualessinarriostramientolateral-torsional,Scdebeser0.80veceselmódulodesecciónentornoalejegeométrico.
24.9 2 0.052
2EI C Ltz bMe w wrzL
β β
= + +
2.43 1.72Fb y
M F Sn y c t E
= −
0.712E
Fcrbt
=
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-118 ESPECIFICACIONES
F11. BARRAS RECTANGULARES Y CIRCULARES
Esta sección aplica a barras rectangulares y circulares flectadas en torno de cualquiera desusejesgeométricos.
La resistencia de flexión nominal, Mn,debeserelmenorvalorobtenidodeacuerdoconlos estados límite de fluencia (momento plástico), pandeo lateral-torsional.
1. Fluencia
Para barras rectangulares con flectadas en torno a su eje mayor, barras
rectangulares flectada en torno a su eje menor y barras circulares:
(F11-1)
2. Pandeo Lateral Torsional
(a) Para barras rectangulares con flectada en torno a su eje mayor:
(F11-2)
(b) Para barras rectangulares con flectada en torno a su eje mayor:
Mn= FcrSx ≤ Mp (F11-3)
donde
(F11-4)
t = ancho de barra rectangular paralelo al eje de flexión, cm (mm)d= alturadebarrarectangular,cm(mm)Lb= longitudentrepuntosqueestánarriostradoscontradesplazamientolateral
enlaregióndecompresión,oentrepuntosarriostradosparaprevenirelgirodelasección,cm(mm)
(c) Para barras circulares y barras rectangulares flectadas en su eje menor, no necesita ser considerado el estado límite de pandeo lateral-torsional.
F12. SECCIONES ASIMÉTRICAS
Esta sección aplica a todos los perfiles asimétricos, excepto ángulos simples.
La resistencia de flexión nominal, Mn,debeserelmenorvalorobtenidodeacuerdoconlos estados límite de fluencia (momento de primera fluencia), pandeo lateral-torsional,
0.082
L d EbFyt
≤
0.08 1.92
L dE EbF Fy yt
< ≤
1.92
L d EbFyt
>
1.9
2
ECbFcr L db
t
=
M M F Z Mn p y y
= = ≤ 1 6.
M CL d
t
F
EM M
n bb y
y p= −
≤1 52 0 2742
. .
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-119
PAR
TE
16
ypandeolocaldonde
Mn= FnS (F12-1)
donde
S = el menor módulo de sección elástico referido al eje de flexión, cm3(mm3)
1. Fluencia
Fn= Fy (F12-2)
2. Pandeo Lateral-Torsional
Fn = Fcr ≤ Fy (F12-3)
donde
Fcr =tensióndepandeoparalaseccióndeterminadamedianteanálisis, kgf/cm2(MPa)
Nota:EnelcasodemiembrosdesecciónZ,serecomiendaqueFcrsetomecomo0.5Fcrdeuncanalconlasmismaspropiedadesdealayalma.
3. Pandeo Local
Fn = Fcr ≤ Fy (F12-4)
donde
Fcr =tensióndepandeoparalaseccióndeterminadamedianteanálisis, kgf/cm2(MPa)
F13. REQUISITOS DIMENSIONALES DE VIGAS
1. Reducciones por Perforaciones
Esta sección aplica a perfiles laminados o armados y vigas con placas de cubierta con perforaciones, dimensionadas con base en la resistencia a flexión de la sección bruta.
Además de los estados límite especificados en otras secciones de este capítulo, la resis-tencia de flexión nominal, Mn, debe quedar restringida por el estado límite de rotura del alaentracción.
(a)CuandoFu = Afn ≥ YtFyAfg , no aplica el estado límite de rotura en tracción
(b)CuandoFu = Ffn<YtFyAfg , la resistencia de flexión nominal, Mn,enlaubicacióndelasperforacionesenelalatraccionada,nodebetomarsemayorque
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-120 ESPECIFICACIONES
(F13-1)
donde
Afg =áreabrutadelalatraccionada,calculadadeacuerdoconlasdisposiciones delaSecciónD3.1,cm2(mm2)Afn =áreanetadelalatraccionada,calculadadeacuerdoconlasdisposiciones delaSecciónD3.2,cm2(mm2)Yt = 1.0para 1.1enotroscasos
2. Valores límites de las dimensiones de Miembros con Sección H
Miembros de sección H con simetría simple deben satisfacer el siguiente límite:
(F13-2)
Miembros de sección H con almas esbeltas también deben satisfacer los siguientes lí-mites:
(a)Cuando
F13-3)
(b)Cuando
(F13-4)
donde
a =distancialibreentreatiesadorestransversales,cm(mm)
Envigasaltassinatiesadores,h/twnodebeexcederde260.Larazónentreeláreadelalmaydelalaencompresiónnodebeexcederde10.
3. Placas de Cubierta
Lasalasdelasvigassoldadaspuedenvariarenespesoroanchoaltraslaparleunaseriedeplacasousandoplacasdecubierta.
Envigasreforzadasconplacasdecubiertaconectadasconpernos,eláreatotaldelasplacasagregadasnodebeexcederde70%deláreatotaldelala.
Lospernosdealta resistenciao la soldaduraqueconectael alaal alma,oplacasdecubiertaalala,debenserdimensionadospararesistiruncortehorizontaltotalresultantede las fuerzas de flexión en la viga. La distribución longitudinal de estos pernos o solda-durasintermitentesdebeserenproporciónalaintensidaddelcorte.
F Au fnM Sn xAfg
=
0.1 0.9I ycI y
≤ ≤
1.5a
h≤
11.7max
h E
t Fw y
=
1.5a
h>
0.42
max
h E
t Fw y
=
F Fy u
≤ 0 8.
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-121
PAR
TE
16
Sin embargo, el espaciamiento longitudinal no debe exceder del máximo especificado paramiembrosencompresiónotracciónenSeccionesE6oD4,respectivamente.Lospernososoldaduraqueconectanelalaalalmadebentambiénserdimensionadosparatransmitiralalmacualquiercargaaplicadadirectamentesobreelala,anoserquesedispongaunaformadetransmitirtalescargasmedianteapoyodirecto.
Lasplacasdecubiertadelongitudparcialdebenextendersemásalládelpuntoteóricodecorteylaextensióndebequedarconectadaalavigaporpernosdealtaresistenciamediante una conexión de deslizamiento crítico o por soldadura de filete. Esta unión debeseradecuada,enlaresistenciaaplicabledadaporSeccionesJ2.2,J3.8oB3.9paradesarrollar el aporte de resistencia a flexión de la placa de cubierta en la viga en el punto teóricodecorte.
Paraplacasdecubiertasoldadas, lassoldadurasqueconectanelbordedelaplacadecubiertaalavigadebensercontinuasalolargodeambosbordesdelaplacadecubiertaen la longitud a', definida abajo, y debe ser adecuada para desarrollar el aporte de resis-tencia a flexión de la placa a la resistencia en flexión de la viga a una distancia a' desde elextremodelaplacadecubierta.
(a)Cuandohayunasoldaduracontinuaigualomayorquetrescuartosdelespesordeplacaatravésdelextremodelaplaca
a' = w (F13-5)donde
w = anchodelaplacadecubierta,cm(mm)
(b)Cuandohayunasoldaduracontinuamenorquetrescuartosdelespesordeplacaatravésdelextremodelaplaca a' =1.5 w (F13-6)
(c)Cuandonohaysoldaduraatravésdelextremodelaplaca a' = 2 w (F13-7)
4. Vigas Armadas
Cuandodosomásvigasocanales sonusados ladoa ladopara formarunmiembroenflexión, ellas deben ser conectadas de acuerdo con la Sección E6.2. Cuando hay cargas con-centradasquesonllevadasdeunavigaalaotraodistribuidasentrelasvigas,deberánsol-darse o apernarse diafragmas con suficiente rigidez para distribuir la carga entre las vigas.
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16-122 ESPECIFICACIONES
Este capítulo abarca el diseño de las almas de miembros con simetría doble o simple solicitados por corte en el plano del alma, ángulos simples y perfiles tubulares, y corte en la dirección débil de perfiles de simetría doble o simple.
El capítulo está organizado de la siguiente manera:
G1. DisposicionesGeneralesG2. MiembrosconAlmasNoAtiesadasoAtiesadasG3. CampodetraccionesG4. ÁngulosSimplesG5. TubosdeSecciónRectangularyCajónG6. TubosRedondosG7. Corte en Eje Débil en Perfiles con Simetría Simple y DobleG8. VigasconAberturasenelAlmaNota: Las siguientes secciones aplican para los casos que no se incluyen en este capítulo:
•H3.3 Seccionesasimétricas.•J4.2 Resistenciadecortedeelementosconectores.•J10.6 Corteenlazonadepaneldelalma.
G1. DISPOSICIONES GENERALES
Sepresentandosmétodosparacalcularlaresistenciadecorte.ElmétodopresentadoenSecciónG2noutilizalaresistencia post pandeo del miembro (campo de tracciones).ElmétodopresentadoenSecciónG3utilizaelcampodetracciones.
Laresistenciadecortedediseño, φvVn ,ylaresistencia de corte admisible,Vn/ Ωv ,deben ser determinada de la siguiente manera:
Para todas las disposiciones en este capítulo, excepto la Sección G2.1a:
φv = 0.90 (LRFD) Ωv =1.67(ASD)
G2. MIEMBROS CON ALMAS NO ATIESADAS O ATIESADAS
1. Resistencia de corte nominal
Esta sección aplica para las almas de miembros de simetría doble o simple y canales solicitadosacorteenelplanodelalma.
Laresistenciadecortenominal,Vn ,dealmasnoatiesadasoatiesadasdeacuerdoal
CAPÍTULO G
DISEÑO DE MIEMBROS EN CORTE
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ESPECIFICACIONES 16-123
PAR
TE
16
estado límite de fluencia en corte y pandeo en corte, es
Vn =0.6FyAwCv (G2-1)
(a)ParaalmasdemiembroslaminadosdesecciónHcon h/ tw ≤ 2.24 :
φv = 1.00 (LRFD) Ωv =1.50(ASD)y
Cv =1.0 (G2-2)
Nota: Todos los perfiles actuales ASTM A6 W, S y HP, excepto los perfiles W44x230, W40x149,W36x135,W33x118,W30x90,W24x55,W16x26yW12x14,cumplenconelcriterioestablecidoenSecciónG2.1aparaFy=3520kgf/cm2(345MPa).
(b) Para almas de todos los otros perfiles de simetría doble o simple y canales, excepto tubos circulares, el coeficiente de corte del alma, , se determina de la siguiente manera:
(i)Cuandoh/ tw ≤ 1.10
Cv =1.0 (G2-3)
(ii)Cuando
(G2-4)
(iii)Cuandoh/ tw>1.37
(G2-5)
donde
Aw = laalturatotalmultiplicadaporelespesordelalma,cm2(mm2)
El coeficiente de pandeo de placa del alma, kv , sedeterminacomose indicaacontinuación:
(i)Paraalmasnoatiesadasconh/ tw ≤ 2.60 :
kv=5
excepto para el alma de perfiles T donde kv=1.2.
(ii) Para almas atiesadas:
kv=
=5cuandoa / h >3.0o
E Fy
k E Fv y
k E Fv y
( )5
52a h
+
( )2
260a h
h tw
>
1 10 1 37. .k E F h t k E Fv y w v y
< ≤
Ck E F
h tv
v y
w
=1 10.
CEk
h t Fv
v
w y
=( )1 51
2
.
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16-124 ESPECIFICACIONES
donde
a =distancialibreentreatiesadorestransversales,cm(mm) h = para secciones laminadas, la distancia libre entre alas menos el filete o
radiodeesquina,cm(mm) =paraseccionesarmadassoldadas,ladistancialibreentrealas,cm(mm) =para secciones armadas apernadas, la distancia entre líneas de sujetadores,
cm(mm) =paraseccionesT,laalturatotal,cm(mm)
Nota: Para todos los perfiles ASTM A6 W, S, M y HP, excepto para los perfiles M12.5x12.4,M12.5x11.6,M12x11.8,M12x10.8,M12x10,M10x8yM10x7.5,donde3520kgf/cm2(345MPa),Cv=1.0
2. Atiesadores Transversales
Noserequierenatiesadorestransversalescuando,ocuandolaresis-tenciarequeridadecorteseamenoroigualalaresistenciadisponiblealcortedeacuerdoconlaSecciónG2.1para kv=5.
Losatiesadorestransversales,talcomoseindicaenlaSecciónG2.1,sonusadosparadesarrollar la resistenciadecortedisponibledelalma,ydeben tenerunmomentodeinerciarespectoaunejequepasaporelcentrodelalmaparaparesdeatiesadoresoentornodelacaraencontactoconlaplacadealmaparaatiesadoressimplesquenodebesermenorqueatw3j,donde
(G2-6)
Sepermitequelosatiesadorestransversalesnoesténencontactoconelalaentracción,puestoquenoesnecesarioeldesarrollodeaplastamientoparatransmitirlascargascon-centradasoreacciones.Lasoldaduraqueunelosatiesadorestransversalesalalmadebeserterminadaaunadistancianomenorquecuatrovecesnimayorqueseisveceselespe-sordealmamedidadesdeelbordedelala.Cuandoseutilizanatiesadoressimples,estosdebenserunidosalalaencompresióncuandoestaconsisteenunaplacarectangular,demaneraderesistircualquiertendenciaalevantamientoocasionadoportorsióndelala.Cuandounarriostramientolateralesunidoalatiesadoropardeatiesadores,estosdebenserconectadosalalaencompresiónparatransmitirel1%delafuerzatotaldelala,amenosqueelalaestécompuestasolamentedeángulos.
Lospernosqueconectanatiesadoresalalmadeunavigadebenserespaciadosnomásde 305 mm entre centros. Cuando se usan filetes intermitentes de soldaduras, la distancia libreentresoldadurasnodebesermayorque16veceselespesordelalmanimenorque250mm.
G3. CAMPO DE TRACCIONES
1. Límites en el Uso del Campo de Tracciones
Sepermiteelusodelcampodetraccionesenmiembrosconalascuandolaplacadel
h t E Fw y
≤ 2 46.
ja h
=( )
− ≥2 5 2 0 52
. .
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ESPECIFICACIONES 16-125
PAR
TE
16
almaessoportadaporsuscuatroladosporalasoatiesadores.Nosepermiteconsideraresta acción en los siguientes casos:
(a)Parapanelesextremosentodoslosmiembrosconatiesadorestransversales.(b)Cuandoa/hesmayorque3.0o (c)Cuando2Aw/(Afc+ A ft)>2.5 (d)Cuandoh/bfcoh/bftsonmayoresque6.0
donde
Afc =áreadelalaencompresión,cm2(mm2)Aft =áreadelalaentracción,cm2(mm2)bfc =anchodelalaencompresión,cm(mm)bft =anchodelalaentracción,cm(mm)
Enestoscasos,laresistenciadecortenominal,Vn,debeserdeterminadadeacuerdoconlasdisposicionesdelaSecciónG2.
2. Resistencia de Corte considerando el Campo de Tracciones
Cuandoelcampo de traccionesespermitidodeacuerdoalaSecciónG3.1,laresistencia
decortenominal,Vn ,considerandoelcampodetraccionesydeacuerdoconelestadolímite de fluencia debe ser:
(a)Cuandoh/tw ≤ 1.10
Vn=0.6FyAw (G3-1)
(b)Cuandoh/tw>1.10
(G3-2)
dondekvyCv son definidas en la Sección G2.1.
3. Atiesadores Transversales
Losatiesadorestransversalesnecesariosparalaformacióndelcampodetraccionesde-ben cumplir los requerimientos de la Sección G2.2 y las siguientes limitaciones:
(1)(b/t)st ≤ 0.56
(2)Ast>
donde
(b/t)st =razónancho/espesordelatiesadorFyst = tensión de fluencia mínima especificada del material del atiesador, Kgf/cm2(MPa)
( ) 2260 h tw
k E Fv y
k E Fv y
E
Fyst
V F A CC
a hn y w v
v= +−
+ ( )
0 6 1
1 15 1 2,
.
AFF
D ht CVV
tsty
ysts w v
r
cw> −( ) −
≥0 15 1 18 02.
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16-126 ESPECIFICACIONES
Cv = coeficiente definido en la Sección G2.1Ds =1.0paraparesdeatiesadores =1.8paraatiesadoressimplessecciónángulo =2.4paraatiesadoressimplessecciónplacaVr =resistenciarequeridadecorteenlaubicacióndelatiesador,T(kN)Vc =resistenciadecortedisponibleconVn tal como se define en la Sección
G3.2,T(kN)
G4. ÁNGULOS SIMPLES
Laresistenciadecortenominal,Vn,delaladeunángulosimpledebeserdeterminadausandolaEcuaciónG2-1ySecciónG2.1(b)conCv= 1.0, Aw= btdondeb=anchodelalaqueresistelafuerzadecorte,cm(mm),ykv =1.2.
G5. TUBOS DE SECCIÓN RECTANGULAR Y CAJÓN
Laresistenciadecortenominal,Vn,detubosrectangularesycuadradosdebeserdeter-minadausandolasdisposicionesdelaSecciónG2.1conAw= 2htdondeelanchoresis-tentealafuerzadecortehdebetomarsecomoladistancialibreentrealasmenoselradiodeesquinainteriorencadalado,tw = t ykv=5.Sielradiodeesquinaesdesconocido,hdebetomarsecomolarespectivadimensiónexteriormenostresveceselespesor.
G6. TUBOS REDONDOS
Laresistenciadecortenominal,Vn,detubosredondos,debeserdeterminadadeacuer-do a los estados límite de fluencia en corte y pandeo en corte:
Vn = Fcr Ag ⁄ 2 (G6-1)
donde
Fcr debe ser el mayor entre:
(G6-2a)
y
(G6-2b)
Peronodebeexceder0.6Fy
Ag =áreabrutadelasecciónbasadaenespesordepareddediseño,cm2(mm2)D =diámetroexterior,cm(mm)Lv =ladistanciaentrelafuerzadecortemáximaylafuerzadecortecero,mm(cm)t =espesordepareddediseño,iguala0.93veceselespesordeparednominal
para perfiles tubulares soldados por resistencia eléctrica (ERW HSS) e igual al espesor nominal para perfiles tubulares soldados al arco sumergi-do(SAWHSS),cm(mm)
FE
LD
Dt
cr
v
=
1 6054
.
FE
Dt
cr =
0 7832
,
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ESPECIFICACIONES 16-127
PAR
TE
16
Nota:Lasecuacionesdepandeoencorte,EcuacionesG6-2ayG-62b,controlaránparaD/ tsobre100,acerosdealtaresistenciaygrandeslongitudes.Silaresistenciadecortepara secciones estándar es deseada, la fluencia en corte controlará usualmente.
G7. CORTE RESPECTO DEL EJE DÉBIL EN PERFILES CON SIMETRÍA SIMPLE Y DOBLE
Para perfiles con simetría doble y simple cargados en el eje débil sin torsión, la resisten-ciadecortenominal,Vn,paracadaelementoresistentealcortedebeserdeterminadousandolaEcuaciónG2-1ylaSecciónG2.1(b)conAw=bftf ykv=1.2.
Nota: Para todos los perfiles ASTM A6 W, S, M y HP, cuando Fy ≤ 3 520 kgf/cm2(345MPa),Cv=1.0.
G8. VIGAS CON ABERTURAS EN EL ALMA
Elefectodelasaberturasenelalmadevigasdeaceroyvigascompuestasdebedeter-minarseenlaresistenciadecorte.Cuandolaresistenciarequeridaexcedelaresistenciadisponibledeberádisponersedelrefuerzoadecuadoenlaabertura.
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16-128 ESPECIFICACIONES
CAPÍTULO H
DISEÑO DE MIEMBROS PARA SOLICITACIONES COMBINADAS Y TORSIÓN
Este capítulo abarca el diseño de miembros solicitados a carga axial y flexión en torno a uno o dosejes,conosintorsión,ymiembrossolicitadosatorsiónpura.
El capítulo está organizado de la siguiente manera:
H1. Miembros con Simetría Simple y Doble Solicitados a Flexión y Carga AxialH2. MiembrosAsimétricosyOtrosSolicitadosaFlexiónyCargaAxialH3. MiembrosbajoTorsiónyCombinacióndeTorsión,Flexión,Corte,y/o CargaAxial.
Nota: Para miembros de sección compuesta, ver Capítulo I.
H1. MIEMBROS CON SIMETRÍA SIMPLE Y DOBLE SOLICITADOS A FLEXIÓN Y CARGA AXIAL
1. Miembros con Simetría Doble y Simple en Flexión y Compresión
La interacción de flexión y compresión en miembros con simetría doble y miembros con simetría simple que cumplen 0.1 ≤ (Iyc/Iy) ≤ 0.9 , y que solamente están solicitados a flexión en torno a un eje geométrico (xy/oy)debensatisfacerlasEcuacionesH1-1ayH1-1b,dondeIyceselmomentodeinerciaentornoalejeyreferidoalalaencompre-sión,cm4(mm4).
Nota:SepermiteutilizarlaSecciónH2envezdelasdisposicionesdeestasección.
(a)Cuando
(H1-1a)
(b)Cuando
(H1-1b)
donde
Pr =resistenciadecompresiónaxialrequerida,T(kN)Pc =resistenciadecompresiónaxialdisponible,T(kN)Mr = resistencia de flexión requerida, T-m (N-mm)
PP
r
c
≥ 0 2.
PP
r
c
≥ 0 2.
PP
MM
MM
r
c
rx
cx
ry
cy
+ +
≤
89
1 0.
PP
MM
MM
r
c
rx
cx
ry
cy21 0+ +
≤ .
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ESPECIFICACIONES 16-129
PAR
TE
16
Mc = resistencia de flexión disponible, T-m (N-mm)x = subíndice que indica flexión en torno al eje fuertey = subíndice que indica flexión en torno al eje débil
Para diseño de acuerdo con la Sección B3.3 (LRFD):
Pr =resistenciadecompresiónaxialrequeridausandolascombina-cionesdecargaLRFD,T(kN)
Pc= φcPn =resistenciadecompresiónaxialdediseño,determinadadeacuer-do al capítulo E, T (kN)
Mr = resistencia de flexión requerida usando las combinaciones de cargaLRFD,T-m(N-mm)
Mc= φbMn = resistencia de flexión de diseño, determinada de acuerdo al Ca-pítulo F, T-m (N-mm)
φc =factorderesistenciaencompresión=0.90φb = factor de resistencia en flexión = 0.90
Para diseño de acuerdo con la Sección B3.4 (ASD):
Pr =resistenciadecompresiónaxialrequeridausandolascombina-cionesdecargaASD,T(kN)
Pc= Pn /Ωc =resistencia de compresión axial admisible, determinada deacuerdo al Capítulo E, T (kN)
Mr = resistencia de flexión requerida usando las combinaciones de cargaASD,T-m(N-mm)
Mc= Mn /Ωb = resistencia de flexión admisible, determinada de acuerdo a Ca-pítulo F, T-m (N-mm)
Ωc =factordeseguridadencompresión=1.67Ωb = factor de seguridad en flexión = 1.67
2. Miembros con Simetría Doble y Simple en Flexión y Tracción
La interacción de flexión y tracción en miembros con simetría doble y simple que están solicitados solamente a flexión en torno a un eje geométrico (xy/oy)debensatisfacerlasEcuaciones H1-1a y H1-1b, donde:
Para diseño de acuerdo con la Sección B3.3 (LRFD):
Pr =resistenciadetracciónaxialrequeridausandolascombinacio-nesdecargaLRFD,T(kN)
Pc= φtPn =resistenciadetracciónaxialdediseño,determinadadeacuerdoalaSecciónD2,T(kN)
Mr = resistencia de flexión requerida usando las combinaciones de-cargaLRFD,T-m(N-mm)
Mc= φbMn =resistencia de flexión de diseño, determinada de acuerdo al Capí-tuloF,T-m(N-mm)
φt =factorderesistenciaentracción(verSecciónD2)φb = factor de resistencia en flexión = 0.90
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16-130 ESPECIFICACIONES
Para miembros con simetría doble, el factor Cb en el Capítulo F puede ser aumentado por
para tracción axial que actúa simultáneamente con flexión,
donde
Para diseño de acuerdo con la Sección B3.4 (ASD):
Pr =resistenciadetracciónaxialrequeridausandolascombinacionesdecargaASD,T(kN)
Pc= Pn /Ωc=resistencia de tracción axial admisible, determinada de acuerdo aSecciónD2,T(kN)
Mr = resistencia de flexión requerida usando las combinaciones de carga ASD,T-m(N-mm)
Mc= Mn /Ωb = resistencia de flexión admisible, determinada de acuerdo a Capítulo F,T-m(N-mm)
Ωc =factordeseguridadentracción(verSecciónD2)Ωb = factor de seguridad en flexión = 1,67
Para miembros con simetría doble, el factor Cb en el Capítulo F puede ser aumentado por
para tracción axial que actúa simultáneamente con flexión,
donde
Se permite un análisis más detallado de las ecuaciones de interacción de flexión y trac-ciónenvezdelasEcuacionesH1-1ayH1-1b.
3. Miembros Laminados Compactos con Simetría Doble en Flexión Simple y Compresión
Para miembros laminados compactos con simetría doble solicitados a flexión y compre-sión con momentos principalmente en un plano, se permite considerar dos estados límite independientes,inestabilidad en el plano y pandeo fuera del plano o pandeo flexo-tor-sional,envezdelacombinaciónentregadaenSecciónH1.1.
(a) Para el estado límite de inestabilidad en el plano, las Ecuaciones H1-1 deben ser usadasconPc, MryMc determinados en el plano de flexión.
(b) Para el estado límite de pandeo fuera del plano:
(H1-2)
donde
Pco = resistencia de compresión axial disponible fuera del plano de flexión, T (kN)
Mcx = resistencia de flexo-torsión disponible para flexión en el eje fuerte, deter-minada en el Capítulo F, T-m (N-mm)
1PuPey
+
2
2
EI yPey
Lb
π=
1.51
PaPey
+
2
2
EI yPey
Lb
π=
PP
MM
r
co
r
cx
+
≤2
1 0,
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ESPECIFICACIONES 16-131
PAR
TE
16
Cuando la flexión ocurre en torno al eje débil, debe ser despreciada la razón de momento enEcuaciónH1-2.
Paramiembrosconmomentos importantesenambosejes (Mr /Mc ≥ 0.05 en ambas direcciones),debenseguirselasdisposicionesdelaSecciónH1.1.
H2. MIEMBROS ASIMÉTRICOS Y OTROS SOLICITADOS A FLEXIÓN Y CARGA AXIAL
Esta sección abarca la interacción de tensiones de flexión y axial para perfiles no abarca-dosenlaSecciónH1.Sepermiteutilizarlasdisposicionesdeestasecciónparacualquierperfil en vez de las disposiciones de la Sección H1.
(H2-1)
donde
fa =tensiónaxialrequeridaenelpuntoconsiderado,kgf/cm2(MPa)Fa =tensiónaxialdisponibleenelpuntoconsiderado,kgf/cm2(MPa)fbw , fbz = tensión de flexión requerida en el punto considerado, kgf/cm2(MPa)Fbw , Fbz = tensión de flexión disponible en el punto considerado, kgf/cm2(MPa)w = subíndice que indica flexión en torno al eje principal mayorz = subíndice que indica flexión en torno al eje principal menor
Para diseño de acuerdo con la Sección B3.3 (LRFD):
fa =tensiónaxialrequeridausandolascombinacionesdecargaLRFD,kgf/cm2(MPa)
Fa =φtPn = tensión axial de diseño, determinada de acuerdo a Capítulo EparacompresiónoSecciónD2paratracción,kgf/cm2(MPa)
fbw , fbz = tensión de flexión requerida en ubicación específica de la sección, usandolascombinacionesdecargaLRFD,kgf/cm2(MPa)
fbw , fbz = = tensión de flexión de diseño, determinada de acuerdo al
Capítulo F, kgf/cm2(MPa).Usarelmódulodesecciónparalaten- sión.φc =factorderesistenciaencompresión=0.90φt =factorderesistenciaentracción(SecciónD2)φb = factor de resistencia en flexión = 0.90
Para diseño de acuerdo con la Sección B3.4 (ASD):
fa =tensión axial requerida usando las combinaciones de carga ASD,kgf/cm2(MPa)
= tensión axial admisible, determinada de acuerdo a Capítulo E paracompresiónoSecciónD2paratracción,kgf/cm2(MPa)
fbw , fbz = tensión de flexión requerida en ubicación específica de la sección, usandolascombinacionesdecargaASD,kgf/cm2(MPa)
= = tensión de flexión admisible, determinada de acuerdo a Capítulo F,kgf/cm2(MPa).Usarelmódulodesecciónparalaubicación
Mb nS
φ
FcrFac
=Ω
fF
fF
fF
a
a
bw
bw
bz
bz
+ + ≤ 1 0.
MnSbΩ
fbw , fbz
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16-132 ESPECIFICACIONES
específica en la sección y considerar el signo de la tensión.Ωc =factordeseguridadencompresión=1.67Ωt =factordeseguridadentracción(SecciónD2)Ωb = factor de seguridad en flexión = 1.67
La Ecuación H2-1 debe ser evaluada usando ejes principales de flexión al considerar el sentido de las tensiones de flexión en los puntos críticos de la sección. Los términos de flexión pueden ser sumados o restados del término axial. Cuando la fuerza axial es de compresión,losefectosdesegundoordendebenserincluidosdeacuerdoalasdisposi-ciones del Capítulo C.
Se permite un análisis más detallado de la interacción de flexión y tracción en vez de la EcuaciónH2-1.
H3. MIEMBROS BAJO TORSIÓN Y COMBINACIÓN DE TORSIÓN, FLEXIÓN, CORTE Y/O CARGA AXIAL.
1. Resistencia Torsional de Secciones Tubulares Redondas y Rectangulares
Laresistenciatorsionaldediseño,φTTn,ylaresistenciatorsionaladmisible,Tn/ΩT,para secciones tubulares redondas o rectangulares, de acuerdo con los estados límite de fluencia torsional y pandeo torsional, debe ser determinada como sigue:
φT =0.90(LRFD) ΩT=1.67(ASD)
Tn=Fcr C (H3-1)
donde
Ceslaconstantetorsionalparaseccionestubulares.
La tensión crítica, Fcr , debe ser determinada como sigue:
(a)Paratubosredondos,Fcrdebeserelmayorentre
H3-2a)
y
(H3-2b)
peronodebeexceder0.6 Fy,donde
L =longituddelmiembro,cm(mm)D =diámetroexterior,cm(mm)
FE
LD
Dt
cr =
1 2354
.
FE
Dt
cr=
0 603
2
.
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ESPECIFICACIONES 16-133
PAR
TE
16
(b)Paratubosrectangulares
(i)Cuando Fcr=0.6Fy (H3-3)(ii)Cuando
(H3-4)
(iii)Cuando
(H3-5)
Nota:Laconstantedecortetorsional,C , puede ser tomada conservadoramente como:
Para tubos redondos:
Para tubos rectangulares: C=2(B - t)(H- t)t -4.5(4-)t3
2. Secciones Tubulares solicitadas a Combinación de Torsión, Corte, Flexión y Carga AxialCuandolaresistenciatorsionalrequerida,Tr,esmenoroigualqueel20%delaresisten-ciatorsionaldisponible,Tc , la interacción de torsión, corte, flexión y/o carga axial para seccionestubularesdebeserdeterminadadeacuerdoconlaSecciónH1ylosefectostorsionalesdebenserdespreciados.CuandoTrexcedeel20%deTc,lainteraccióndetorsión, corte, flexión y/o carga axial debe ser determinada por
(H3-6)
donde
Para diseño de acuerdo con la Sección B3.3 (LRFD):
Pr =resistencia axial requerida usando las combinaciones de cargaLRFD,T(kN)
Pc= φPn=resistenciadetracciónocompresiónaxialdediseño,determinadade acuerdo a Capítulo D o E, T (kN)
Mr = resistencia de flexión requerida usando las combinaciones de carga LRFD,T-m(N-mm)
Mc= φbMn = resistencia de flexión de diseño, determinada de acuerdo a Capítulo F,T-m(N-mm)
Vr =resistenciadecorterequeridausandolascombinacionesdecargaLRFD,T(kN)
Vc= φvVn = resistencia de corte de diseño, determinada de acuerdo a Capítulo G,T(kN)
Tr =resistenciatorsionalrequeridausandolascombinacionesdecargaLRFD,T-m(N-mm)
( ) ( )0,6 2.45F F E F h tcr y y=
( )22
D t tC
π −=
h t E Fy≤ 2 45,
2 45 3 07, .E F h t E Fy y< ≤
F E h tcr = ( )0 458 2 2. π
PP
MM
VV
TT
r
c
r
c
r
c
r
c
+
+ +
≤2
1 0.
3 07 260. E F h ty
< ≤
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-134 ESPECIFICACIONES
Tc= φTTn=resistenciatorsionaldediseño,determinadadeacuerdoaSecciónH3.1,T-m(N-mm)
Para diseño de acuerdo con la Sección B3.4 (ASD):
Pr=resistenciaaxial requeridausando lascombinacionesdecargaASD,T(kN)
Pc= Pn /Ω=resistenciadetracciónocompresiónaxialadmisible,determinadade acuerdo al Capítulo D o E, T (kN)
Mr = resistencia de flexión requerida usando las combinaciones de carga ASDdeterminadasdeacuerdoalaSecciónB5,T-m(N-mm)
Mc= Mn /Ωb = resistencia de flexión admisible, determinada de acuerdo al Ca-pítulo F, T-m (N-mm)
Vr =resistenciadecorterequeridausandolascombinacionesdecargaASD,T(kN)
Vc= Vn / Rv = resistencia de corte admisible, determinada de acuerdo al Capí-tuloG,T(kN)
Tr =resistenciatorsionalrequeridausandolascombinacionesdecargaASD,T-m(N-mm)
Tc= Tn /ΩT=resistencia torsional admisible, determinada de acuerdo a laSecciónH3.1,T-m(N-mm)
3. Resistencia de Miembros No Tubulares bajo Torsión y Tensiones Combinadas
La resistencia torsional disponible para miembros de sección no tubular debe ser elmenor valor obtenido de acuerdo a los estados límite de fluenciabajotensiónnormal,fluencia en cortebajotensióndecorte,opandeo, determinado como sigue:
φT =0.90(LRFD) ΩT =1.67(ASD)
(a) Para el estado límite de fluencia bajo tensión normal
Fn =Fy (H3-7)
(b) Para el estado límite de fluencia en corte bajo tensión de corte
Fn =0.6Fy (H3-8)
(c) Para el estado límite de pandeo
Fn =Fcr (H3-9)
donde
Fcr = tensióndepandeoparalaseccióndeterminadaporanálisis,kgf/cm2(MPa)
Se permite algo de fluencia por pandeo local siempre que esté restringido a zonas adya-centesalasáreasquedebenpermanecerelásticas.
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ESPECIFICACIONES 16-135
PAR
TE
16
CAPÍTULO I
DISEÑO DE MIEMBROS DE SECCIÓN COMPUESTA
Este Capítulo abarca el diseño de columnas de sección compuesta formadas por perfiles de aceroestructurallaminadosoarmadososeccionestubularesyconcretoestructuralactuandoenconjunto,yvigasdeaceroquesoportanlosasdeconcretoreforzadoconectadasdemaneratalque actúan en conjunto para resistir la flexión. También se incluyen vigas de sección compuesta simplesycontinuasconconectoresdecorteyvigasembebidasenconcreto,construidasconosinapuntalamientostemporales.
El Capítulo está organizado de la siguiente manera:
I1. DisposicionesGeneralesI2. MiembrosCargadosAxialmenteI3. MiembrosenFlexiónI4. CombinacióndeCargaAxialyFlexiónI5. CasosEspeciales
I1. DISPOSICIONES GENERALES
Paradeterminarlosefectosdecargaenmiembrosyconexionesdeunaestructuraquein-cluyemiembroscompuestos,sedebeconsiderarlasecciónefectivaparacadainstantedeincrementodecargaaplicada.Eldiseño,detallamientoypropiedadesdelosmaterialesrelacionadosalaspartesdeconcretoyaceroderefuerzoenlaconstruccióncompuestadeben cumplir con las especificaciones de diseño para concreto reforzado y barras de refuerzo estipuladas por la normativa de edificación aplicable. En ausencia de una nor-mativa de edificación se aplicarán las disposiciones del Código ACI 318.
1. Resistencia Nominal de Secciones Compuestas
Sepresentandosmétodosparadeterminarlaresistencianominaldeseccionescompues-tas: el método de distribución de las tensiones plásticas y el método de compatibilidad delasdeformaciones.
Paraladeterminacióndelaresistencianominaldeunmiembrocompuestosedesprecia-rálaresistenciaatraccióndelconcreto.
1a. Método de Distribución de las Tensiones Plásticas
Paraelmétododedistribuciónde las tensionesplásticas, la resistencianominaldebesercalculadasuponiendoqueloscomponentesdeacerohanalcanzadolatensiónFyentracciónoencompresión,segúncorrespondayqueloscomponentesdeconcretohanalcanzadolatensiónde0.85f 'c.Enelcasodeseccionestubularesredondas,rellenasdeconcreto, para tomar en cuenta los efectos de confinamiento en los componentes de con-cretosometidasacompresiónuniforme,sepermiteusarunatensiónde0.95f 'c.
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16-136 ESPECIFICACIONES
1b. Método de Compatibilidad de las Deformaciones
En el caso del método de compatibilidad de las deformaciones, debe suponerse unadistribución lineal de las deformaciones en la sección, conunadeformaciónunitariamáximadelconcretoencompresiónde0.003mm/mm.Lasrelacionestensión-deforma-cióndelaceroydelconcretodebenserobtenidasdeensayosoderesultadospublicadosparamaterialessimilares.
Nota:Elmétododecompatibilidaddelasdeformacionesdebeserusadoparadetermi-narlaresistencianominaldeseccionesirregularesyparacasosdondeelaceronoexhibeun comportamiento elasto-plástico. Guías generales para el método de compatibilidad dedeformacionesparacolumnasembebidassepresentanenlaGuía de Diseño 6 AISCyenlaSección10.2y10.3delCódigoACI318.
2. Limitaciones del Material
Elconcretoylasbarrasdeaceroderefuerzoensistemascompuestosestaránsometidosa las siguientes limitaciones:
(1)Paraladeterminacióndelaresistenciadisponible,elconcretodebetenerunaresistenciadecompresiónf 'cnomenorque215kgf/cm2(21MPa)nimayorque715kgf/cm2(70MPa)enconcretodepesonormalynomenorque215kgf/cm2(21MPa)nimayorque430kgf/cm2(42Mpa)enelcasodeconcretoliviano.
Nota:Elconcretodealtaresistenciapuedeserutilizadoparacálculosderigidezperonose puede contar con él para cálculos de resistencia a menos que sea justificado mediante ensayosoanálisis.
(2) La tensión de fluencia mínima especificada del acero estructural y de las barras derefuerzo,usadaenelcálculodelaresistenciadeunacolumnacompuesta,nodebeexcederde5.355kgf/cm2(525MPa).
Nota: Limitaciones adicionales al refuerzo del concreto se especifican en el Código ACI318.
3. Conectores de Corte
Losconectoresdecortedebenserespárragosdeaceroconcabeza(studs)conlongitudnomenorquecuatrodiámetrosdeespárragodespuésdelainstalación,ocanalesdeace-rolaminados.LaresistenciadelosconectoresdecortedebeserdeterminadadeacuerdoconlasSeccionesI2.1gyI3.2d(2).LosconectoresdecortedebencumplirlosrequisitosdelaSecciónA3.6.ConectorestipocanaldebencumplirconlosrequerimientosdelaSecciónA3.1.
I2. MIEMBROS CARGADOS AXIALMENTE
Esta sección aplica a dos tipos de miembros compuestos cargados axialmente: columnas embebidasyrellenas.
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ESPECIFICACIONES 16-137
PAR
TE
16
1. Columnas Compuestas Embebidas
1a. Limitaciones
Las columnas compuestas embebidas deben ser sujetas a las siguientes limitaciones:
(1) Eláreade laseccióndelnúcleodeacerodebeserpor lomenosel1%de laseccióncompuestatotal.
(2)Lafundadeconcretoquerodeaalnúcleodeacerodebeserreforzadaconbarraslongitudinalescontinuasyarmadurastransversales,materializadascomoestri-bos, ganchos o armaduras helicoidales. El refuerzo transversal mínimo debe ser almenosde60cm2pormdeespaciamientoentretrabas.
(3) La cuantía mínima del refuerzo longitudinal continuo, ρsr , debe ser 0.004,dondeρsr es dado por:
(I2-1)
donde
Asr =áreadebarrasderefuerzocontinuo,mm2(cm2)Ag=áreabrutadelmiembrocompuesto,mm2(cm2)
1b. Resistencia a Compresión
Laresistenciadediseñodecompresión,φcPn,ylaresistenciaadmisibledecompresión,Pn /Ωc ,decolumnascompuestasembebidascargadasaxialmentedebeserdeterminadapara el estado límite de pandeo por flexión basado en la esbeltez de la columna como sigue:
φc =0.75 (LRFD) Ωc =2.00(ASD)
(a)CuandoPe ≥ 0.44 Po
(I2-2)
(b)CuandoPe<0.44Po
Pn=0.877Po (I2-3)
donde
Po=As Fy+Asr Fyr +0.85Ac f 'c (I2-4)
Asrsr Ag
ρ =
P Pn o
P
Po
e=
0 658.
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16-138 ESPECIFICACIONES
(I2-5)
ydonde
As =áreadelaseccióndeacero,cm2(mm2)Ac =áreadeconcreto,cm2(mm2)Asr =áreaderefuerzocontinuodebarras,cm2(mm2)Ec =módulodeelasticidaddelconcreto=0.136wc
1.5,kgf/cm2 (0.043wc
1.5,Mpa).Es =módulodeelasticidaddelacero=2040000kgf/cm2(210MPa)f 'c = resistencia a compresión especificada del concreto, kgf/cm2(MPa)Fy = tensión de fluencia mínima especificada de la sección de acero, kgf/cm2(MPa)Fyr = tensión de fluencia mínima especificada de las barras de refuerzo, kgf/cm2(MPa)Ic =momentodeinerciadelaseccióndeconcreto,cm4(mm4)Is = momento de inercia del perfil de acero, cm4(mm4)Isr =momentodeinerciadelasbarrasderefuerzo,cm4(mm4)K = factor de longitud efectiva determinada de acuerdo con el Capítulo CL =longitudnoarriostradalateralmentedelmiembro,cm(mm)wc = peso del concreto por unidad de volumen (1 500 ≤ wc ≤ 2 500 kgf/m3)
donde
EIeff =rigidezefectivadelaseccióncompuesta,kgf-cm2(N-mm2)EIeff=EsIs+0.5EsIsr + CEcIc (I2-6)
donde:
C1= (I2-7)
1c. Resistencia a Tracción
La resistencia disponible de tracción en columnas compuestas embebidas cargadasaxialmente debe ser determinada por el estado límite de fluencia como se muestra a continuación:
Pn=AsFy+AsrFyr (I2-8)
φt =0.90 (LRFD) Ωt =1.67(ASD)
1d. Resistencia a Corte
Laresistenciadisponibledecortedebesercalculadaconbaseenlaresistenciadecortede la sección de acero solamente como lo especifica el Capítulo G más la resistencia de
'f c'f c
· . .0 1 2 0 3++
≤A
A As
c s
P EI KLe eff
= ( ) ( )π 2 2
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ESPECIFICACIONES 16-139
PAR
TE
16
corteprovistaporelaceroderefuerzotransversaldelconcreto,siexiste,oporlaresis-tenciadecortedelaporcióndeconcretoreforzadosolamente.
Nota: Laresistencianominaldecortedelaceroderefuerzotransversaldelconcretopue-deserdeterminadacomoAstFyr(d/s)dondeAsteseláreadelasamarrasderefuerzo,d eslaprofundidadefectivadelaseccióndeconcreto,ySeselespaciamientodelasamarrasderefuerzo.Lacapacidaddecortedelconcretoreforzadopuedeserdetermina-da de acuerdo con el Capítulo 11 del Código ACI 318.
1e. Transferencia de Carga
Lascargasaxialesaplicadasacolumnascompuestasembebidasdebensertransferidasentre el acero y el concreto de acuerdo a los siguientes requisitos:
(a)Cuandolafuerzaexternaesaplicadadirectamentealaseccióndeacero,deberándisponerseconectoresdecorteparatransferirlafuerzarequeridadecorte,V ',comosigue:
V '=V (1-AsFy/Po) (I2-9)
donde
V =fuerzadecorterequeridadescargadaenlacolumna,T(kN)As =áreadelaseccióndeacero,cm2(mm2)Po =resistencianominaldecompresiónaxialsinconsiderarlosefectosde longitud,T(kN)
(b)Cuandolafuerzaexternaesaplicadadirectamentealafundadeconcreto,sedispondránconectoresdecorteparatransferirlafuerzadecorterequerida,V ' , como sigue:
V '=V (AsFy/Po) (I2-10)
(c)Cuandolacargaesaplicadaalconcretodeunacolumnacompuestaembebidaporaplastamientodirecto,laresistenciadisponibledeaplastamientodelconcreto,φBPp,y la resistencia admisible de aplastamiento del concreto deben ser determinadascomo sigue:
Pp=1.7 f 'c AB (I2-11)
φB =0.65 (LRFD) ΩB =2.31(ASD)
donde
AB =áreadeconcretocargada,cm2(mm2)
1f. Requisitos de Detallamiento
Lascolumnascompuestasembebidasdeberánllevaralomenoscuatrobarrascontinuasde refuerzo longitudinal. El refuerzo transversal debe tener un espaciamiento mínimo de
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16-140 ESPECIFICACIONES
16veceseldiámetrodebarralongitudinal,48veceseldiámetrodeamarra,o0.5vecesla dimensión menor de la sección compuesta. Debe disponerse la funda de acero derefuerzoconunrecubrimientodeporlomenos38mm.
DebendisponerseconectoresdecorteparatransferirlafuerzadecorterequeridaenlaSecciónI2.1e.Losconectoresdecortedebenserdistribuidosalolargodelmiembro,por sobre y por debajo de la región de transferencia de carga, con una separación mí-nimadeporlomenos2,5veceslaprofundidaddelacolumnacompuestaembebida.Elespaciamientomáximodelosconectoresdecortedebeser405mm.Losconectoresparatransferir carga axial deben ser ubicados por lo menos en dos caras del perfil de acero en una configuración simétrica en torno a su eje.
Cuando la sección compuesta se construye con una sección armada, los perfiles deben ser interconectadosconenlaces,placasdeasiento,placasderefuerzoocomponentessimilares a fin de prevenir el pandeo de los perfiles individuales bajo cargas aplicadas previoalendurecimientodelconcreto.
1g. Resistencia de Conectores de Corte
La resistencia nominal de un conector de corte embebido en concreto sólido es:
I2-12)
donde
Asc =áreadelconectordecorte,cm2(mm2)Fu = resistencia última mínima especificada de un conector de corte, kgf/cm2
(MPa)
2. Columnas Compuestas Rellenas
2a. Límites
Las columnas compuestas, para calificar como tales, deben cumplir con las siguientes limitaciones:
(1) El área del perfil tubular de acero debe ser por lo menos un 1% del área total de laseccióncompuesta.
(2)Larazónb/ t máxima para un perfil tubular rectangular relleno con concreto debe ser igual a . Se permiten razones mayores cuando su uso es justificado porensayosoanálisis.
(3)LarazónD/t máxima para un perfil tubular redondo relleno con concreto será iguala0.15 E/Fy. Se permiten razones mayores cuando su uso se justifica me-dianteensayosoanálisis.
2b. Resistencia de Compresión
Laresistenciadecompresióndediseño,φcPn,ylaresistenciadecompresiónadmisible, Pn/Ωcdeunacolumnacompuestarellenacargadaaxialmentedebenserdeterminadas
Q A f E A Fn sc c c sc u= ≤0 5. ´
2 26. E Fy
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ESPECIFICACIONES 16-141
PAR
TE
16
para el estado límite de pandeo por flexión basado en la Sección I2.1b con las siguientes modificaciones:
Po =AsFy+AsrFyr+C2Acf 'c (I2-13)
donde
C2 =0.85paraseccionesrectangularesy0.95paraseccionescirculares
EIeff =EsIs+EsIsr+C3EcIc (I2-14)
(I2-15)
2c. Resistencia de Tracción
Laresistenciadediseñoatracción,φtPn, ylaresistenciaadmisible,Pn/Ωtdeunaco-lumna compuesta rellena cargada axialmente debe ser determinada para el estado límite el estado límite de fluencia como sigue:
Pn=AsFy+AsrFyr (I2-16)
φt =0.90 (LRFD) Ωt =1.67(ASD)
2d. Resistencia a Corte
Laresistenciadisponibledecortedebeserdeterminadaconbaseenlaresistenciadecor-te de la sección de acero solamente como lo especifica el Capítulo G o por la resistencia decortedelapartedeconcretoreforzadosolamente.
Nota: La resistencia de corte del concreto reforzado puede ser determinada de acuerdo al Capítulo 11 del Código ACI 318.
2e. Transferencia de Carga
Esnecesarioproducirlatransferenciaentreelaceroyelconcretodelascargasaxialesaplicadasacolumnascompuestas rellenas.Cuando la fuerzaexternaesaplicadaa laseccióndeacerooalrellenodeconcreto,serequierequelatransferenciadecargadesdelaseccióndeaceroalnúcleodeconcretoseaporinteraccióndeadherenciadirecta,co-nexióndecorteoaplastamientodirecto.Elmecanismodetransferenciadecargaquedécomoresultadolamayorresistencianominalpuedeserutilizado.Estosmecanismosdetransferenciadecarganodebensersobrepuestos.
Cuandolacargaesaplicadaalconcretodeunacolumnacompuestarellenaporaplasta-mientodirecto,laresistenciadediseñoporaplastamiento,φBPp,ylaresistenciaadmi-sibleporaplastamiento,Pp/ΩB del concreto deben ser determinadas como sigue:
Pp =1.7fc'AB (I2-17)
CA
A As
c s3
0 6 2 0 9= ++
≤. .
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16-142 ESPECIFICACIONES
φB =0.65 (LRFD) ΩB =2.31(ASD)donde:
ABeseláreacargada,cm2(mm2)
2f. Requisitos de Detallamiento
Si se necesitan, los conectores de corte que transfieren la carga de corte requerida deben serdistribuidasalolargodelmiembroporlomenosaunadistancia2,5veceselanchodeltuborectangularo2,5veceseldiámetrodeltuboredondo,distanciamedidaenam-boscasosporarribaypordebajodelaregióndetransferenciadecarga.Elespaciamien-tomáximodeconectoresdebeser405mm.
I3. MIEMBROS EN FLEXIÓN
1. General
1a. Ancho Efectivo
Elanchoefectivodelalosadeconcretoeslasumadelosanchosefectivosacadaladodel eje de la viga, cada uno de los cuales no puede exceder:
(1)unoctavodelaluzdeviga,medidacentroacentrodelosapoyos;(2)unmediodeladistanciaelejedelavigaadyacente;o(3)ladistanciaalbordedelalosa.
1b. Resistencia al Corte
Laresistenciaalcortedisponibledevigascompuestasconconectoresdecortesedeter-minarábasadasolamenteenlaspropiedadesdelaseccióndeacerosegúnseindicaenel Capítulo G. La resistencia disponible a corte de miembros embebidos y rellenos con concreto,sedeterminarásolosobrelabasededelaspropiedadesdelaseccióndeacerosegún se indica en el Capítulo G o basado en las propiedades del concreto y el refuerzo longitudinaldeacero.
Nota:Laresistenciadecortedelconcretoarmadopuedeserdeterminadadeacuerdocon el Código ACI 318, Capítulo 11.
1c. Resistencia Durante la Construcción
Cuandonosedispongaapuntalamientotemporaldurantelaconstrucción,laseccióndeacero sola debe tener la resistencia suficiente para soportar todas las cargas aplicadas antes que el concreto obtenga el 75% de su resistencia especificada fc'.Laresistenciadisponible de flexión de la sección de acero debe ser determinada de acuerdo con el Capítulo F.
2. Vigas Compuestas con Conectores de Corte 2a Resistencia para Flexión Positiva
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ESPECIFICACIONES 16-143
PAR
TE
16
Laresistenciadediseño para flexión positiva, φbMn , y la resistencia admisible de flexión positiva,Mn / Ωb , debe ser determinada por el estado límite de fluencia como sigue:
φb =0.90 (LRFD) Ωb =1.67(ASD)
(a)Para
Mndebeserdeterminadoapartirde ladistribuciónde tensionesplásticasen lasección compuesta para el estado límite de fluencia (momento plástico).
Nota: Todos los perfiles actuales ASTM A6 W, S, y HP satisfacen el limite dado en SecciónI3.2a(a)paraFy ≤ 3.520 kgf/cm2(345MPa).
(b)Cuando
Mndebeserdeterminadoporlasuperposicióndetensioneselásticas,consideran-do los efectos de apuntalamiento, para el estado límite de fluencia (momento de primera fluencia).
2b. Resistencia para Flexión Negativa
La resistencia de diseño para flexión negativa, φbMn ,ylaresistenciaadmisibleparaflexión negativa, Mn/Ωb,debenserdeterminadassoloparalaseccióndeacerosola,deacuerdo con los requisitos del Capítulo F.
Alternativamente, la resistencia disponible de flexión negativa debe ser determinada a partirdeunadistribucióndetensionesplásticasenlaseccióncompuesta,paraelestadolímite de fluencia (momento plástico), con
φb =0.90 (LRFD) Ωb =1.67(ASD)supuestos que:
(1)LavigadeaceroescompactayestádebidamentearriostradadeacuerdoconelCapítulo F.
(2)Lalosaestávinculadaalavigadeaceroenlaregióndemomentonegativome-dianteconectoresdecorte.
(3) El refuerzode losaparalelo a lavigade acero sedesarrolla apropiadamentedentrodelanchoefectivodelalosa.
2c. Resistencia de Vigas Compuestas con Placas colaborantes de Acero
(1)General
La resistencia disponible de flexión de una construcción compuesta consistente en losas deconcretosobreplacascolaborantesdeaceroconectadasavigasdeacerodebeserdeterminada por las disposiciones aplicables de las Secciones I3.2a y I3.2b, con lossiguientes requisitos:
h t E Fw y
≤ 3 76.
h t E Fw y
> 3 76.
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16-144 ESPECIFICACIONES
(a)Laalturanominaldelnervionodebesermayorque75mm.Elanchoprome-
diodelnerviodeconcretoocartela,wr,nodebesermenorque50mm,yparaefectosdecálculonomayorqueladistancialibrealbordesuperiordelaplacacolaborante.
(b)Lalosadeconcretodebeserconectadaalavigadeaceroconconectoresdecortesoldadosde19mmdediámetroomenor(AWSD1.1).Losconectoresdecortepuedensersoldadosatravésdelaplacacolaborantedeaceroopuedensoldarsedirectamentealaseccióndeacero.Despuésdesuinstalación,debenextendersenomenosque38mmpor sobreelbordesuperiorde laplacacolaborantedeaceroydebehaberporlomenos13mmderecubrimientodeconcretoporsobrelacabezadelosespárragosinstalados.
(c)Elespesordelosaporsobrelaplacacolaborantedeaceronodebesermenorque50mm.
(d) Laplacacolaborantedeacerodebequedarancladaatodoslosmiembrosso-portantesconunespaciamientoquenodebeexceder460mm.Talanclajedebeser realizadomedianteconectoresdecorte,unacombinacióndeespárragosysoldaduras de tapón u otro dispositivo especificado por los documentos con-tractuales.
(2)NerviosOrientadosPerpendicularmentealaVigadeAcero
EnladeterminacióndelaspropiedadesdelaseccióncompuestayalcalcularAcparanerviosorientadosperpendicularmentealasvigasdeacero,sedespreciaráelconcretoubicadobajoelbordesuperiordelaplacacolaborantedeacero.
(3)NerviosOrientadosParalelamentealaVigadeAcero
En ladeterminaciónde laspropiedadesde la seccióncompuesta,puedeconsiderarseelconcretoubicadobajodelbordesuperiordelaplacacolaborantedeaceroydebeserconsideradoalcalcularAc.
Losnerviosdelaplacacolaborantedeacerosobrevigassoportantespuedensepararselongitudinalmenteparaformarunacarteladeconcreto.
Cuandolaprofundidadnominaldelaplacadeaceroesde38mmomayor,elanchopromedio,wr,delnervionodebesermenorque50mmparaelprimerconectordecorteen la fila transversal más cuatro diámetros del conector para cada conector adicional.
2d. Conectores de Corte
(1)TransferenciadeCargaparaMomentoPositivo
Elcortehorizontaltotalenlainterfaseentrelavigadeaceroylalosadeconcretodebesuponersequeestransferidaporconectoresdecorte,exceptoparavigasembebidasenconcreto como se define en la Sección I3.3. Para acción colaborante con concreto solici-tado en compresión por flexión, el corte horizontal total, V ',entreelpuntodemáximomomentopositivoyelpuntodemomentocerodebeserdeterminadocomoelmenorvalor de acuerdo a los siguientes estados límite:
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ESPECIFICACIONES 16-145
PAR
TE
16
(a) Para el estado límite de aplastamiento del concreto
V ' =0.85fc'Ac (I3-1a)
(b) Para el estado límite de fluencia en tracción de la sección de acero
V ' =FyAs (I3-1b)
(c)Paraelestadolimitederesistenciadelconectordecorte
V ' = ∑ Qn (I3-1c)
donde
Ac=áreadelalosadeconcretodentrodelanchoefectivo,cm2(mm2)As= áreadelaseccióndeacero,cm2(mm2)∑ =sumadelasresistenciasnominalesdelosconectoresdecorteentreelpunto demáximomomentopositivoyelpuntodemomentocero,T(kN)
(2)CargaTransferidaparaMomentoNegativo
Paravigascompuestascontinuasdondeelrefuerzodeacerolongitudinalenlaregióndemomentosnegativosseconsideraqueactúaencolaboraciónconlavigadeacero,elcortehorizontaltotalentreelpuntodemáximomomentonegativoyelpuntodemo-mentocerodebeserdeterminadocomoelmenorvalordeacuerdoconlossiguientesestados límite:
(a) Para el estado límite de fluencia en tracción del refuerzo de losa
V ' =FrAsr (I3-2a)
donde
Ar =áreaderefuerzodeacerolongitudinaldebidamentedesarrolladodentro delanchoefectivodelalosadeconcreto,cm2(mm2)Fyr = tensión de fluencia mínima especificada del acero de refuerzo, kgf/cm2(MPa)
(b) Para el estado límite de resistencia del conector de corte
(I3-2b)
(3) Resistencia de Conectores de Corte tipo Espárrago (“Stud”)
Laresistencianominaldeunconectordecorte tipoespárrago (“stud”)embebidoenconcreto sólido o en una losa compuesta debe ser determinada como:
Q A f E R R A Fn sc c c g p sc u
= ≤0 5. ´
V Qn
' = ∑
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16-146 ESPECIFICACIONES
(I3-3)donde:
Asc=áreadelaseccióntransversaldelesparragodecorte,cm2(mm2)Ec=módulodeelasticidaddelconcreto=0.136wc
1.5,kgf/cm2(0.043wc1.5
,MPa)Fu = resistencia mínima a tracción especificada de un espárrago de corte, kgf/
cm2(MPa)Rg =1.0; (a) para un espárrago soldado en un nervio de la placa colaborante
orientada perpendicularmente al perfil de acero; (b) para cualquier número de espárragos soldados en una fila directamente al perfil de acero; (c) para cualquier número de espárragos soldados en una fila a través de la placa co-laborante paralelamente al perfil de acero y con una razón ancho promedio a profundidad del nervio ≥ 1.5
= 0.85;(a)paradosespárragossoldadosenunnerviodelaplacacolaboranteorientada perpendicularmente al perfil de acero; (b) para un espárrago sol-dado a través de la placa colaborante orientada paralelamente al perfil de aceroyconunarazónanchopromedioaprofundidaddelnervio<1.5
=0.7;(a)paratresomásespárragossoldadosenunnerviodelaplacacola-borante orientada perpendicularmente al perfil de acero
Rp = 1.0; para espárragos soldados directamente al perfil de acero (en otras palabras,noatravésdelaplacacolaborante)yteniendoundetallamientodenerviosconnomásde50%delalasuperiorcubiertaporelcierredelalosadeconcreto
= 0.75;(a)paraespárragossoldadosenunalosacompuestaconplacacola-boranteorientadaperpendicularmentealavigayconemd-ht ≥ 50 mm; (b) paraesparragossoldadosatravésdelaplacacolaborante,olaplanchadeacerousadocomomaterialderellenoenvigas,yembebidasenunalosacompuestaconplacacolaboranteorientadaparalelaalaviga
= 0.6;paraespárragossoldadosenunalosacompuestaconplacacolaboranteorientadaperpendicularmentealavigayconemd-ht <50mm
emd-ht= distanciadesdeelbordedelespárragohastaelalmadelaplacacolaborante,medidaamediaalturadelnerviodelaplaca,yenladireccióndecargadelconector(enotraspalabras,enladireccióndemomentomáximoparaunavigasimplementeapoyada),cm(mm)
Wc = peso del concreto por unidad de volumen (1.500 ≤ wc ≤ 2.500 kg/m3)
'f c
'f c
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ESPECIFICACIONES 16-147
PAR
TE
16
NOTAS:LatablaacontinuaciónpresentavaloresdeRgyRpparavarioscasos.
Condición Rg Rp
Sinplacacolaborantedeacero 1.0 1.0
Láminaorientadaparalelamentealperfil de acero
1.0
0.85**
0.75
0.75
Láminaorientadaperpendicularmenteal perfil de acero
Númerodeconectoresocupandoelmismonervio
12
3omás
1.00.850.7
0.6+
0.6+
0.6+
hr=alturanominaldelnervio,mm(cm) wr = ancho promedio del nervio o ménsula de concreto (como se define en la Sección
I3.2c),mm(cm)
* para calificar “sin placa colaborante de acero”, los espárragos de corte deben ser soldados directamente al perfil de acero y no más del 50% del ala superior del perfil deaceropuedesercubiertaporlaplacacolaboranteoplanchasdeacero,talcomo ocurreconelmaterialderellenoenvigas.
** para espárrago individual
+estevalorpuedeaumentarsea0.75cuandoemd-ht ≥ 51 mm
(4)ResistenciadeConectoresdeCortetipoCanal
Laresistencianominaldeunconectordecortetipocanalembebidoenunalosadecon-creto sólido debe ser determinada como sigue:
Qn=0.3(tf+0.5tw)Lc (I3-4)
donde
tf = espesordelaladelcanal,cm(mm)tw= espesordelalmadelcanal,cm(mm)Lc=longituddelcanal,cm(mm)
LaresistenciadelconectordecortecanaldebeserdesarrolladasoldandoalcanalelaladelavigaparaunafuerzaigualaQn ,considerandolaexcentricidadenelconector.
´f Ec c
w
hr
r
≥ 1 5.
w
hr
r
≥ 1 5.
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16-148 ESPECIFICACIONES
(5)NúmeroRequeridodeConectoresdeCorte
El número de conectores de corte requeridos entre la sección de momento de flexión máximo,positivoonegativo,ylasecciónadyacentedemomentocerodebeserigualalafuerzadecortehorizontaldeterminadadeacuerdoconlasSeccionesI3.2d(1)yI3.2d(2)divididoporlaresistencianominaldeunconectordecortecomosedeterminaporlaSecciónI3.2d(3)oSecciónI3.2d(4).
(6)UbicaciónyEspaciamientodeConectoresdeCorte
Los conectores de corte requeridos en cada lado del punto de máximo momento deflexión, positivo o negativo, deben ser distribuidos uniformemente entre este punto y los puntos adyacentes de momento cero, a menos que se especifique de otra manera. Sin embargo,elnúmerodeconectoresdecorteubicadosentrecualquiercargaconcentradayel punto de momento cero más cercano debe ser suficiente para desarrollar el momento máximorequeridoenelpuntodecargaconcentrada.
Losconectoresdecortedebentenerporlomenos25mmderecubrimientolateraldeconcreto,exceptoparaconectoresinstaladosenlosnerviosdelasplacascolaborantes.Eldiámetrodelosconectoresnodebesermayorque2.5veceselespesordelalaalacualson soldados, a no ser que se ubiquen sobre el alma. El espaciamiento mínimo de co-nectores(medidocentroacentro)debeserseisdiámetrosalolargodelejelongitudinaldelavigacompuestasoportanteycuatrodiámetrosenladireccióntransversal,exceptodentrodelosnerviosdelaplacacolaboranteorientadasperpendicularmentealavigadeacero, donde el espaciamiento mínimo debe ser cuatro diámetros en cualquier dirección. Elespaciamientomáximodeconectoresdecortenodebeexcederochoveceselespesortotaldelosani900mm.
3. Resistencia a Flexión de Miembros Embebidos y Miembros Rellenos de Concreto
La resistencia nominal de flexión de miembros embebidos y rellenos de concreto debe ser determinada usando uno de los siguientes métodos:
(a) Para el estado límite de la primera fluencia (momento de primera fluencia), la resis-tencia de flexión nominal se calcula por la superposición de tensiones elásticas enlaseccióncompuesta,considerandolosefectosdeapuntalamientoy
φb =0.90 (LRFD)Ωb =1.67(ASD)
(b)Para el estado límite de fluencia (momento plástico), la resistencia de flexión nominalsecalculapordistribucióndetensionesplásticasenlaseccióndeacerosolamentey
φb =0.90 (LRFD)Ωb =1.67(ASD)
(c)Cuandosedisponedeconectoresdecorteyelconcretocumple losrequisitosdeSección I1.2, la resistencia de flexión nominal debe ser calculada basándose en ladistribucióndetensionesplásticasenlaseccióncompuestaoporelmétodode
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ESPECIFICACIONES 16-149
PAR
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compatibilidaddedeformaciones, donde:
φb =0.85 (LRFD)Ωb =1.76(ASD)
I4. COMBINACIÓN DE CARGA AXIAL Y FLEXIÓN
La interacción entre fuerza axial y flexión en miembros compuestos debe tomar en cuen-ta la estabilidad como lo requiere el Capítulo C. La resistencia de diseño en compresión, φcPn ,ylaresistenciaadmisibleencompresión, Pn/Ωc , así como la resistencia de diseño en flexión, φbMn , y la resistencia admisible en flexión, Pn/Ωb,debenserde-terminadas como sigue:
φc =0.75 (LRFD)Ωc =2.00(ASD)
φb =0.90 (LRFD)Ωb =1.67(ASD)
(1)Laresistencianominaldelaseccióndeunmiembrocompuestosometidoacom-binación de compresión axial y flexión debe ser determinada usando el método dedistribucióndelastensionesplásticasobienelmétododecompatibilidaddedeformaciones.
(2) Para tomar en cuenta la influencia de la longitud en la resistencia axial del miem-bro,laresistencianominalaxialdelmiembrodebeserdeterminadadeacuerdoconlaSecciónI2conPotomadocomolaresistencianominalaxialdelaseccióndeterminadacomoseindicaenlaSecciónI4(1)anterior.
I5. CASOS ESPECIALES
CuandolaconstruccióncompuestanosatisfacelosrequisitosdelasSeccionesI1aI4,laresistenciadelosconectoresdecorteyeldetallamientoparalaconstruccióndebenserestablecidosmedianteensayos.
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16-150 ESPECIFICACIONES
CAPÍTULO J
DISEÑO DE CONEXIONES
Este Capítulo abarca el diseño de elementos de conexión, conectores y los elementos involucra-dosdelosmiembrosconectadosnosolicitadosporcargasdefatiga.
El Capítulo está organizado de la siguiente manera:
J1. DisposicionesGeneralesJ2. SoldadurasJ3. PernosyPartesRoscadasJ4. ElementosInvolucradosdeMiembrosyElementosdeConexiónJ5. PlacasdeRellenoJ6. EmpalmesJ7. ResistenciadeAplastamientoJ8. BasesdeColumnasyAplastamientodelConcretoJ9. BarrasdeAnclajeeInsertosJ10. AlasyAlmasconCargasConcentradas
Nota: Las siguientes secciones aplican para los casos no incluidos en este Capítulo:• Capítulo K. Diseño de Conexiones para Perfiles Tubulares•Anexo3.DiseñoparaFatiga
J1. DISPOSICIONES GENERALES
1. Bases de Diseño
Laresistenciadediseño,φRn,ylaresistenciaadmisible,Rn / Ω,delasconexionesdebeser determinada de acuerdo con las disposiciones de este Capítulo y las del Capítulo B.
Laresistenciarequeridadelasconexionesdebeserdeterminadamedianteanálisisestructuralpara las cargas de diseño especificadas, consistente con el tipo de construcción especifica-da, o bien una proporción de la resistencia requerida del miembro conectado cuando así se especifica.
Sedebenconsiderarlosefectosdeexcentricidadcuandolosejescentroidalesdelosmiem-broscargadosaxialmentenoseintersectanenunmismopunto.
2. Conexiones Simples
Las conexiones simples de vigas o enrejados deben ser diseñadas como flexibles y se permitedimensionarlassolamenteparareaccionesdecorte,exceptoqueseindiquelocontrario en los documentos de diseño. Las conexiones flexibles de vigas simples deben sercapacesdesoportarlasrotacionesdeesasvigasensusextremos.Sepermitequelaconexióndesarrollealgodedeformacióninelástica,peroauto-limitante,paraacomodarlasrotacionesdeunavigasimpleensusextremos.
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ESPECIFICACIONES 16-151
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3. Conexiones de Momento
Lasconexionesenlosextremosempotradosdevigasyenrejadosdebenserdiseñadasparaelefectocombinadodefuerzasdemomentoydecorteinducidosporlarigidezdelas conexiones. El criterio de respuesta para las conexiones de momento es especificado enlaSecciónB3.6b.
Nota: Para establecer la resistencia y la rigidez requeridas para el diseño de la conexión, ver el Capítulo C y el Anexo 7.
4. Miembros en Compresión y Juntas de Aplastamiento
Losmiembrosencompresiónconplacasdeaplastamientodebencumplirlossiguientesrequerimientos:
a)Cuandolascolumnasseapoyansobreplacasdeaplastamientooseinterrumpenparaapoyarse sobre empalmes, debe haber suficientes conectores para sujetar en forma segura,todaslaspartesensulugar.
b)Cuandolosmiembrosencompresiónquenoseancolumnasseinterrumpenparaserempalmados,elmaterialdeempalmeysusconectoresdebenserdistribuidosparamanteneralineadas todas laspartesy sedimensionaránpara lascondiciones (i)o(ii)indicadasmásadelante.Sepermiteusarelmenorvalordadoporlassiguientescondiciones:(i)Unatracciónaxialde50%delaresistenciadecompresiónrequeridadelmiembro;
o(ii)Elmomentoycorteresultantesdeunacargatransversaligualal2%delare-
sistenciarequeridadelmiembroencompresión.Lacargatransversaldebeseraplicadaenlaubicacióndelempalmeindependientementedeotrascargasqueactúan en el miembro. El miembro debe considerarse como rotulado para ladeterminacióndeloscortesymomentosenelempalme.
Nota: Todaslasjuntasdecompresióndebentambiénserdimensionadaspararesistircual-quiertracciónproducidaporlascombinacionesdecargasestipuladasenlaSecciónB2.
5. Empalmes en Secciones Pesadas
Cuando se deben transmitir fuerzas de tracción originadas por cargas de tracción oflexión a través de empalmes en secciones pesadas, como se define en las Secciones A3.1cyA3.1d,porsoldadurasdebiseldepenetracióncompleta(CJP),debenaplicarselosrequisitosdetenacidaddelmaterialdadosenlasSeccionesA3.1cyA3.1d,losdeta-llesdeperforacionesdeaccesoasoldadurasdadosenlaSecciónJ1.6,ylosrequisitosde preparación e inspección de las superficies cortadas con soplete dadas en la Sección M2.2. Las disposiciones anteriores no se aplican a empalmes de elementos de perfiles armados que son soldados previo al armado del perfil.
Nota: Los empalmes con soldadura de tope de penetración completa (CJP) de sec-cionespesadaspuedenexhibirefectosperjudicialesderetraccióndelasoldadura.Losmiembrosquefuerondimensionadosencompresiónyquetambiénestánsolicitadosporfuerzasdetracciónpuedensermenossusceptiblesaldañoporretracciónsisonempal-
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16-152 ESPECIFICACIONES
madosutilizandosoldaduradetopedepenetraciónparcial(PJP)enlasalasysoldadurade filete en las planchas de alma o por medio de conexiones apernadas para una parte o paralatotalidaddelempalme.
6. Destaje de Vigas y Perforaciones de Acceso a la Soldadura
Todaslasperforacionesdeaccesoalasoldaduraquesenecesitenparafacilitarlasope-racionesdesoldadodebentenerunalongitud,medidadesdeeltalóndepreparacióndelasoldaduranomenorque1.5veceselespesordelmaterialdondesehacelaperforación.Laalturadelaperforacióndeaccesodebeser1,5veceselespesordelmaterialdondeseperfora,Tw,peronomenorque25mmnimayorque50mm.Laperforacióndeaccesodebeserdetalladaparaproveerelespaciorequeridoparaelrespaldodelasoldadurasiesnecesario.
Antes de cortar secciones laminadas o soldadas, el borde del alma debe ser achaflanado o curvo, desde la superficie del alma hasta la superficie reentrante de la perforación de acceso.Todos loscortesdedestajesen lasvigasyen lasperforacionesdeaccesoenperfiles laminados y perfiles armados con soldaduras de tope de penetración completa (CJP) que unen el alma al ala deben estar libres de muescas y esquinas reentrantes afi-ladas.Losarcosdelasperforacionesdeaccesoasoldaduradebentenerunradiomayorque10mm.
Todos los destajes y las perforaciones de acceso a soldaduras en perfiles armados con soldadura de filete o de tope de penetración parcial (PJP) que unen el alma al ala deben estar libres de muescas y esquinas reentrantes afiladas. Se permite que las perforaciones deaccesoterminenperpendicularmentealala,cumpliéndosequelasoldadurasetermineantesdealcanzarlaperforacióndeaccesoporlomenosaunadistanciaigualaltamañodelasoldadura.
Para secciones pesadas como se define en las Secciones A3.1c y A3.1d, las superficies cortadastérmicamenteenlosdestajesdevigasylasperforacionesdeaccesodebenpu-lirse hasta alcanzar el metal brillante y deben ser inspeccionadas por métodos de partí-culas magnéticas o líquidos penetrantes previo al depósito de soldaduras de empalme. Cuandolaporcióndetransicióncurvadelasperforacionesdeaccesoylosdestajesdevigasonformadosporpretaladradooporperforacionesaserradas,aquellaporciónnonecesitapulirse.Lasperforacionesdeaccesoasoldaduraylosdestajesdevigaenotrosperfiles no necesitan pulirse ni ser inspeccionados por métodos de partículas magnéticas o líquidos penetrantes.
7. Ubicación de Soldaduras y Pernos
Losgruposdesoldadurasypernosenlosextremosdecualquiermiembroquetransmitecargaaxialdebenserdimensionadosdemaneratalqueelcentrodegravedaddelgrupocoincidaconelcentrodegravedaddelmiembro,anoserqueseconsideresuexcen-tricidadeneldiseño.Ladisposiciónanteriornoesaplicableaconexionesextremasdeángulossimples,ángulosdoble,ymiembrossimilarescargadosestáticamente.
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ESPECIFICACIONES 16-153
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8. Pernos en Combinación con Soldaduras
SepermiteconsiderarquelospernoscompartenlacargaencombinaciónconsoldadurassolamenteenconexionesdecorteconpernosdecualquiergradosegúnlaSecciónA3.3instaladosenperforacionesestándaroenranurascortastransversalesaladireccióndela carga y con soldadura de filete cargada longitudinalmente. En tales conexiones la resistenciadisponibledelospernosnodebetomarsemayorqueel50%delaresistenciadisponibledepernostipoaplastamientoenlaconexión.
Cuandoserealizanalteracionesalasestructuras,sepermiteutilizarlosconectoresexis-tentes (remaches y pernos de alta resistencia apretados según los requisitos para co-nexiones de deslizamiento crítico) para transferir las cargas presentes en el momento de laalteraciónylasoldadurasólonecesitacubrirlaresistenciarequerida.
9. Pernos de Alta Resistencia en Combinación con Remaches
Tantoentrabajosnuevosyenalteraciones,sepermiteconsiderarquelospernosdealtaresistenciacompartenlacargaconremachesexistentes,sólosisediseñalaconexióncomo de deslizamiento crítico de acuerdo con las disposiciones de la Sección J3.
10. Limitaciones en Conexiones Apernadas y Soldadas
Se deben utilizar juntas pretensionadas, juntas de deslizamiento crítico o soldaduras para las siguientes conexiones:
(1) Empalmesdecolumnaentodaslasestructurasdepisosmúltiplesporsobrelos38mdealtura.
(2) Conexiones de todas las vigas a columnas y cualquier otra viga que fije un arriostramientodecolumnaenestructurasporsobrelos38mdealtura.
(3) En todas las estructuras que soporten grúas sobre 5 T (50 kN) de capacidad: em-palmesdevigasdeenrejadosdetechoyconexionesdeenrejadosacolumnas,em-palmesdecolumnas,arriostramientodecolumnas,cartelasysoportesdegrúas.
(4) Conexionesparaelsoportedemaquinariayotrassobrecargasqueproduzcancargasdeimpactoocargasreversibles.
Sepermitenlasjuntasdeaprieteajustado(aprietenocalibrado,dadoporlacapacidaddeapriete de un operador) o juntas con pernos ASTM A307 excepto donde se especifique locontrario.
J2. SOLDADURAS
En esta Especificación, se aplican todas las disposiciones de la AWS D1.1, con la excep-ción de las secciones de la Especificación AISC enumeradas a continuación, que aplican en vez de las disposiciones AWS citadas :
(1) SecciónJ1.6,envezdelaSección5.17.1,AWSD1.1(2) SecciónJ2.2a,envezdelaSección2.3.2,AWSD1.1(3) TablaJ2.2,envezdelaTabla2.1,AWSD1.1(4) TablaJ2.5,envezdelaTabla2.3,AWSD1.1
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16-154 ESPECIFICACIONES
(5) TablaA-3.1delAnexo3,envezdelaTabla2.4,AWSD1.1(6) SecciónB3.9yelAnexo3,envezdelaParteC,Sección2,AWSD1.1(7) SecciónM2.2,envezdelasSecciones5.15.4.3y5.15.4.4,AWSD1.1
1. Soldaduras de Tope
1a. Área Efectiva
Sedebeconsiderarel áreaefectivade las soldadurasde topecomo la longitudde lasoldaduraporelespesordelagargantaefectiva.
Elespesorde lagargantaefectivadeunasoldadurade topeconjuntadepenetracióncompleta(CJP)debeserelespesordelapartemásdelgadaconectada.
Elespesordegargantaefectivodeunasoldaduradetopeconjuntadepenetraciónpar-cial(PJP)debeserelquesemuestraenlaTablaJ2.1.
Nota:Eltamañodelagargantaefectivadeunasoldaduradetopeconjuntadepenetra-ciónparcialdependedelprocesoutilizadoydelaposicióndelasoldadura.Losdocu-mentoscontractualesdebenindicarlagargantaefectivaolaresistenciadelasoldadurarequerida,yelfabricantedebedetallarlajuntabasándoseenelprocesodesoldadurayenlaposiciónautilizarparasoldarlajunta.
Eltamañodelasoldaduraefectivaparasoldadurasdetopeconbiselconvexo,cuandose llena al nivel de la superficie de una barra redonda, del doblez de 90º en una sección conformada,oenuntuborectangular,debesercomosemuestraenlaTablaJ2.2anoserqueotrasgargantasefectivasseandemostradasporensayos.EltamañoefectivodelassoldadurasdetopeconbiselconvexonollenadoarasdebensercomosemuestraenlaTabla J2.2, menos la mayor dimensión perpendicular medida desde la línea de nivelado de la superficie del metal base hasta la superficie de soldadura.
SepermitenespesoresdegargantaefectivamayoresquelosmostradosenlaTablaJ2.2,siempre que el fabricante pueda establecer por calificación la producción consistente de tales espesores mayores de garganta efectiva. La calificación debe consistir en el sec-cionamientodesoldadurasnormalesensuejeenlamitadyensusextremosterminales.Talseccionamientodebeserrealizadoenunnúmerodecombinacionesdetamañosdematerialrepresentativodelrangoaserutilizadoenlafabricación.
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ESPECIFICACIONES 16-155
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1b. Limitaciones
El espesor mínimo de la garganta efectiva de una soldadura de tope con junta de pene-traciónparcialnodebesermenorqueeltamañorequeridoparatransmitirlasfuerzascalculadas ni el tamaño mostrado en la Tabla J2.3. El tamaño de soldadura mínimo se determinacomolamásdelgadadelasdospartesunidas.
Tabla J 2.2Tamaño de Soldadura Efectiva de
Soldaduras de tope BiseladasProceso de Soldado Surco de Bisel Curvo[a] Surco V Curvo
GMAW y FCAW-G 5/8 R 3/4 R
SMAW y FCAW-S 5/16 R 5/8 R
SAW 5/16 R 1/2 R
[a] Para surcos de bisel curvo con R < 10 mm usar solamente soldadura de filete de refuerzo en juntas llenadas a tope.Nota general: R = radio de la superficie de junta (se puede suponer igual a 2t para secciones tubulares), mm.
Tabla J 2.1Garganta Efectiva de Soldaduras de tope
con Junta de Penetración Parcial
Proceso de Soldado
Posición de SoldadoF (estirado), H (horizontal),
V (vertical), OH (sobre cabeza)
Tipo de surco(Figura 3.3, AWS D1.1)
Garganta Efectiva
Arco de electrodo revestido (SMAW) Todos
Bisel J o U60º V
Profundidad del biselArco metálico y gas
(GMAW)Arco con núcleo de fundente
(FCAW)
Todos
Arco Sumergido (SAW) F Bisel J o U
Bisel 60º o V
Arco metálico y gas (GMAW)Arco con núcleo de fundente
(FCAW)F, H Bisel 45º Profundidad del bisel
Arco de electrodo revestido (SMAW) Todos Bisel 45º Profundidad del bisel
menos 3 mm
Arco metálico y gas (GMAW)Arco con núcleo de fundente
(FCAW)V, OH Bisel 45º Profundidad del bisel
menos 3 mm
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16-156 ESPECIFICACIONES
2. Soldaduras de Filete
2a. Área Efectiva
El área efectiva de una soldadura de filete será la longitud efectiva multiplicada por la garganta efectiva. La garganta efectiva de una soldadura de filete debe ser la menor distancia desde la raíz hasta la superficie de la soldadura. Se permite un aumento en la garganta efectiva si se demuestra una penetración consistente más allá de la raíz de la soldaduramedianteensayosconsistentesalprocesodeproduccióny lasvariablesdeprocedimiento.
Para soldadura de filete en perforaciones y ranuras, la longitud efectiva debe ser la lon-gituddelejecentraldelasoldaduraalolargodelplanoquepasaatravésdelagarganta.En el caso de filetes traslapados, el área efectiva no debe exceder el área nominal de la perforación o ranura, en el plano de la superficie de contacto.
2b. Limitaciones
El tamaño mínimo de las soldaduras de filete no debe ser menor que el tamaño requerido paratransmitirlasfuerzascalculadas,nimenorqueeltamañoquesemuestraenlaTablaJ2.4. Estas disposiciones no aplican para refuerzos de soldadura de filete en soldaduras detopeconjuntadepenetraciónparcialocompleta.
Tabla J 2.3Espesor Mínimo de Garganta Efectiva
Espesor de material de la parte unida más delgada, mm
Espesor mínimo de garganta efectiva, mm
Hasta 6 inclusiveEntre 6 y 13
Entre 13 y 19Entre 19 y 38Entre 38 y 57Entre 57 y 150Mayor que 150
3568
101316
[a] Para surco de bisel curvo
Tabla J 2.4Tamaño Mínimo de Soldadura de Filete
Espesor de la parte unida más delgada, mm Tamaño mínimo de soldadura de filete[a], mm
Hasta 6 inclusiveEntre 6 y 13Entre 13 y 19Mayor que 19
3568
[a] Dimensión del pie de la soldadura de filete. Se deben utilizar soldaduras de paso simple.
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ESPECIFICACIONES 16-157
PAR
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El tamaño máximo de soldadura de filete para partes conectadas debe ser:
(a)Alolargodelosbordesdelmaterialconespesormenora6mm,nomayorqueelespesordelmaterial.
(b)Alolargodelosbordesdelmaterialconespesorigualomayora6mm,nomayorqueelespesordelmaterialmenos2mm,anoserquelasoldaduraseadesignadaespecialmenteenlosplanosparaserejecutadademaneradeobtenerelespesordelagargantacompleta.Enlacondicióndesoldado,sepermitequeladistanciaentreelbordedelmetalbaseyeltalóndelasoldaduraseamenorque2mmsiemprequesea posible verificar el tamaño de la soldadura.
La longitud efectiva mínima de las soldaduras de filete diseñadas por resistencia no debe sermenorquecuatrovecesel tamañonominal,encasocontrario,sedebeconsiderarqueeltamañodelasoldaduranoexcedauncuartodesulongitudefectiva.Cuandolassoldaduras de filete longitudinales son empleadas solamente en las conexiones de los extremosdelosmiembrosmodeladoscomoestructurasdebarrasplanassolicitadasatracción, la longitud de cada filete de soldadura no debe ser menor que la distancia per-pendicularentreellas.VerlaSecciónD3.3paraelefectodelalongituddesoldaduradefilete longitudinal en conexiones extremas que consideran el área efectiva del miembro conectado.
Para soldaduras de filete de carga extrema con una longitud de hasta 100 veces la di-mensióndelpie,sepermitetomarlalongitudefectivaigualalalongitudreal.Cuandola longitud de la soldadura de filete de carga extrema excede de 100 veces el tamaño de soldadura,lalongitudefectivadebeserdeterminadamultiplicandolalongitudrealporelfactordereducción,β , determinado a continuación:
β =1.2-0.002(L / w) ≤ 1.0 (J2-1)
donde
L=longitudexistentedelasoldaduraenlosextremoscargados,mmw=tamañodelasoldadura,mm
Cuandolalongituddelasoldaduraexcedede300veceseltamañodelasoldadura,elvalordeβsedebetomariguala0.60.
Se permite utilizar las soldaduras de filete intermitentes para transmitir las tensiones calculadas a través de la junta o superficies de contacto cuando la resistencia requerida es menor que la desarrollada por una soldadura de filete continua con el menor tamaño permitido,paraunircomponentesdemiembrosarmados.Lalongitudefectivadecual-quier segmento de soldadura de filete intermitente no debe ser menor que cuatro veces el tamaño de la soldadura, con un mínimo de 38 mm.
En juntas de traslape, la cantidad mínima de traslapo debe ser de cinco veces el espesor delaparteunidamásdelgada,peronomenorque25mm.Lasjuntasdetraslapequeunenplanchasobarrassolicitadasportracciónaxial,yquesolamenteutilizansoldadu-ras de filete transversal, deben ser soldadas a lo largo del extremo de ambas partes trasla-
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16-158 ESPECIFICACIONES
padas, excepto donde la flexión de las partes traslapadas esté suficientemente restringida paraprevenirunaaperturadelajuntabajocondicionesdecargamáxima.
Se permite que durante el proceso de soldado, las detenciones de soldadura de filete sean cortas,extendidasalosextremosdelaspartes,osercerradas,exceptoporlaslimitacio-nes presentadas a continuación:
(1)Paraloselementostraslapadosdemiembrosenqueunaparteconectadaseex-tiendemasalládelbordedeotraparteconectadasolicitadaporlatraccióncal-culada, las soldaduras de filete deben terminar a una distancia no menor que el tamañodelasoldaduradesdeelborde.
(2) Para conexiones donde se requiere de flexibilidad de los elementos sobresa-lientes, cuandoseutilizan retornosextremos, la longituddel retornonodebeexcedercuatroveceseltamañonominaldelasoldaduranilamitaddelanchodelaparte.
(3) Las soldaduras de filete que conectan atiesadores transversales a las almas de vigasdeespesor19mmomenor,debenterminaraunadistancianomenorquecuatrovecesnimayorque seisveces el espesordel almaen elpiedonde seubicanlassoldadurasalma-ala,exceptodondelosextremosdelosatiesadoresseansoldadosalala.
(4) Soldaduras de filete que ocurren en lados opuestos en un plano común deben ser interrumpidasenlaesquinacomúndeambassoldaduras.
Nota: Las terminaciones de soldadura de filete deben ser ubicadas aproximadamente a unaltodesoldaduradesdeelbordedelaconexiónparaminimizarmuescasenelmetalbase. Las soldaduras de filete terminadas en el extremo de la junta, que no sean aquellas queconectanatiesadoresaalmasdevigas,nonecesitansercorregidas.
Las soldaduras de filete en perforaciones y ranuras pueden utilizarse para transmitir corteenjuntasdetraslapeoparaprevenirelpandeooseparacióndepartestraslapadasy para unir las partes que componen a los miembros armados. Tales soldaduras de filete pueden traslaparse, sujetas a las disposiciones de la Sección J2. Las soldaduras de filete enperforacionesoranurasnodebenconsiderarsecomosoldadurasdetapón.
3. Soldaduras de Tapón y de Ranura
3a. Área Efectiva
Eláreadecorteefectivodesoldadurasdetapónyderanuradebeserconsideradacomoel área nominal de la perforación o ranura en el plano de la superficie de contacto.
3b. Limitaciones
Sepermiteque lassoldadurasde tapónode ranuraseanutilizadaspara transmitirelcorteenjuntasdetraslapeoparaprevenirelpandeodepartestraslapadasyparaunirlaspartesquecomponenalosmiembrosarmados.
Eldiámetrodelasperforacionesparaunasoldaduradetapónnodebesermenorqueelespesordelaparteconectadamás8mmaproximadoalmayorvalorpar(enmm),ni
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ESPECIFICACIONES 16-159
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mayor que el diámetro mínimo más 3 mm o 2¼ veces el espesor de la soldadura.
El espaciamiento centro a centro mínimo de soldaduras de tapón debe ser igual a cuatro veceseldiámetrodelaperforación.
Lalongituddelaranuraparaunasoldaduraderanuranodebeexcederdediezveceselespesordelasoldadura.Elanchodelaranuranodebesermenorqueelespesordelapartequelocontienemás8mmaproximadoalmayorvalorpar(enmm),ynodebeser mayor que 2¼ veces el espesor de la soldadura. Los extremos de la ranura deben ser semicircularesodebenteneresquinasredondeadasconunradionomenorqueelespesordelapartequelocontiene,exceptoaquellosextremosqueseextiendenhastaelbordedelaparte.
El espaciamiento mínimo de líneas de soldaduras de ranura en la dirección transversal a sulongituddebesercuatroveceselanchodelaranura.Elespaciamientocentroacentromínimo en la dirección longitudinal de cualquier línea debe ser dos veces la longitud delaranura.
Elespesordelassoldadurasdetapónoderanuraenunmaterialdeespesor16mmomenordebeserigualalespesordelmaterial.Enmaterialesconespesoresmayoresa16mm,elespesordelasoldaduradebeserporlomenosunmediodelespesordelmaterialperonomenorque16mm.
4. Resistencia
Laresistenciadediseño,φ Rnylaresistenciaadmisible,Rn / Ω,dejuntassoldadasdebeserelvalormenorentrelaresistenciadelmaterialbasedeterminadadeacuerdoconlosestados límites de fractura en tracción y fractura en corte y la resistencia del metal de soldadura determinada de acuerdo con el estado límite de fluencia, como se menciona a continuación:
(a)Paraelmetalbase
Rn =FBM ABM (J2-2)
(b)Paraelmetaldesoldadura
Rn =FwAw (J2-3)
donde
FBM = tensiónnominaldelmetalbase,kgf/cm2(MPa)Fw = tensiónnominaldelmetaldesoldadura,kgf/cm2(MPa)
ABM = áreadelaseccióntransversaldelmetalbase,cm2(mm2)Aw = áreaefectivadelasoldadura,cm2(mm2)
Losvaloresdeφ,Ω,FBMyFw,ylaslimitacionesrespectivasseentreganenlaTablaJ2.5.
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16-160 ESPECIFICACIONES
Alternativamente, para soldaduras de filete cargadas en el plano se permite determinar la resistencia disponible y la resistencia admitida de la siguiente forma:
φ b =0.75 (LRFD)Ωb =2.00(ASD)
(a)Paraungrupolinealdesoldadurasenelplanoquepaseatravésdelcentrodegra-vedad:
Rn =FwAw (J2-4)
donde
Fw=0.60FEXX (1.0+0.50sin1.5θ)
y
FEX X = número de clasificación del electrodo, kgf/cm2(MPa)θ =ángulodecargamedidodesdeelejelongitudinaldelasoldadura,grados.
Nota:Ungrupolinealdesoldadurasesaquelenquetodossuselementosestánenunalínea o son paralelos.
(b)Paraelementosdesoldaduradentrodeungrupodesoldadurasqueestáncargadasenelplanoyanalizadasutilizandoelmétododelcentro instantáneode rotación,sepermitedeterminarloscomponentesdelaresistencianominal,Rnx yRny ,deacuerdo con lo siguiente:
Rnx =∑Fwix Awi Rny =∑Fwix Awi (J2-6)
donde
Awi = área efectiva de garganta de soldadura del elemento “i” de soldadura, cm2(mm2)Fwi = 0.60FEXX (1.0+0.50sin1.5θ)f (pi ) (J2-7)f (p)= (J2-8)Fwi = tensión nominal del elemento “i” de soldadura, kgf/cm2(MPa)Fwix = componentexdelatensión,FwiFwiy = componenteydelatensión,Fwip = ∆i, ∆mirazónentreladeformaciónyladeformacióndemáxima tensión para el elemento “i”w = tamañodelpiedesoldadura,mmrcrit = distanciadesdeelcentroinstantáneoderotaciónhastaelelementode soldadura con valor mínimo de razón ∆u/ ri,mm∆i = deformacióndeloselementosdesoldaduraparanivelesdetensión intermedios, linealmente proporcionados para la deformación crítica basadosenladistanciadesdeelcentroinstantáneoderotación,ri,mm = ri ∆u/ rcrit∆m = 0.209(θ+2)-0.32w,ladeformacióndelelementodesoldaduraensu tensiónmáxima,mm
[ , , ] ,p pi i
1 9 0 9 0 3−( )
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ESPECIFICACIONES 16-161
PAR
TE
16
∆n =1.087(θ+6)-0.65w ≤ 0.17w, ladeformacióndelelementodesoldaduraensutensiónúltima(fractura),usualmenteenelelementomásalejadodelcentroinstantáneoderotación,mm
(c) Para grupos de soldadura de filete cargados concéntricamente y consistentes de ele-mentosqueestánorientadostantolongitudinalcomotransversalmentealadireccióndeaplicacióndelacarga,laresistenciacombinada,Rn,delgrupodesoldadurasdefilete debe ser determinado como el mayor valor entre:
(i)Rn=Rwl +Rwt (J2-9a)
o
(ii)Rn=0.85Rwl +1.5Rwt (J2-9b)
donde
Rwl = la resistencia nominal total de las soldaduras de filete cargadas longitudinal-mente,comosedeterminadeacuerdoconlaTablaJ2.5,T(kN)
Rwt = la resistencia nominal total de las soldaduras de filete cargadas transversal-mente,comosedeterminadeacuerdoconlaTablaJ2.5sinlaalternativadelaSecciónJ2.4(a),T(kN)
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16-162 ESPECIFICACIONES
Tabla J 2.5
Resistencia Disponible de Juntas Soldadas, T (kN)
Tipo de Carga yDirección
Relativa al Ejede Soldadura
Metal Pertinente φ y Ω
TensiónNominal
(FBMyFw)kgf/cm2 (MPa)
Área Efectiva
(ABMyAw)cm2 (mm2)
Nivel de Resistencia Requerida del Metal
de Aporte[a][b]
SOLDADURAS DE TOPE CON JUNTA DE PENETRACIÓN COMPLETA
TracciónNormal al eje de
soldaduraResistencia de la junta controlada por el metal base
Se debe usar metal de aporte com-patible con el metal base. Para juntas T y de esquina sin remoción de so-porte, se requiere de metal de aporte resistente a muescas. Ver la Sección
J2.6.
CompresiónNormal el eje de
soldaduraResistencia de la junta controlada por el metal base
Se permite metal de aporte con nivel de resistencia igual a un nivel de re-sistencia menor que metal de aporte
compatible con el metal base.
Tracción o Compresión
Paralelo al eje de soldadura
Tracción o compresión en partes unidas paralelas a la soldadura no ne-cesitan ser consideradas en el diseño de soldaduras que unen las partes
Se permite metal de aporte con un nivel de resistencia igual o menor que metal de aporte compatible con
el metal base.
Corte Resistencia de la junta controlada por el metal base Se debe usar metal de aporte compatible con el metal base. [c]
SOLDADURAS DE TOPE CON JUNTA DE PENETRACIÓN PARCIAL INCLUYENDO SOLDADURAS DE SURCOS V Y BISEL ACAMPANADOS
TracciónNormal al eje de
soldadura
Baseφ = 0.90
Ω = 1.67Fy Ver J4
Se permite un metal de aporte con un nivel de resistencia igual o
menor que el metal de aporte compatible con el metal base.
Soldadura φ = 0.80Ω = 1.88 0.60 FEXX Ver J2.1a
CompresiónColumna a placa
base y empalmes de columna diseñadas por Sección J1.4(a)
No se necesita considerar la tensión de compresión en el diseño de soldaduras que conectan las partes.
CompresiónConexiones de
miembros diseñados para soportar que no sean columnas como
se describe en Sección J1.4(b)
Baseφ = 0.90Ω = 1.67 Fy Ver J4
Soldaduraφ = 0.80Ω = 1.88
0.60 FEXX Ver J2.1a
CompresiónConexiones no termi-
nadas para soporte
Baseφ = 0.90Ω = 1.67 Fy Ver J4
Soldaduraφ = 0.80Ω = 1.88
0.90 FEXX Ver J2.1a
Tracción o Compresión
Paralelo al eje de soldadura
No se necesita considerar la tracción o compresión paralela a una soldadura en el diseño de las soldaduras que unen las partes.
Corte
Base Gobernado por J4
Soldaduraφ = 0.75Ω = 2.00
0.60 FEXX Ver J2.1a
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ESPECIFICACIONES 16-163
PAR
TE
16
Tabla J 2.5 (continuación)
Resistencia Disponible de Juntas Soldadas, T (kN)
Tipo de Carga y Dirección Relativa al
Eje de Soldadura
Metal Pertinente φ y Ω
Tensión Nominal
(FBM yFw)kgf/cm2(MPa)
Área Efectiva
(ABM y Aw)cm2(mm2)
Nivel de Resistencia Requerida del Metal de
Aporte[a][b]
SOLDADURAS DE FILETE INCLUYENDO FILETES EN AGUJEROS Y EN RANURAS Y JUNTAS T ESVIADAS
Corte
Base Gobernado por J4
Se permite un metal de aporte con un nivel de resistencia igual o menor que el metal de aporte
compatible con metal base.
Soldadura φ = 0.75Ω = 2.00
0.60 FEXX [d] Ver J2.2a
Tensión o Compresión
Paralelo al eje de soldadura
No se necesita considerar la tracción o la compresión paralela a una soldadura en el diseño de las soldaduras que unen las partes.
SOLDADURAS DE TAPÓN Y DE RANURA
CorteParalelo a la superficie de contacto en el área
efectiva
Base Gobernado por J4Se permite un metal de aporte
con un nivel de resistencia igual o menor que el metal de aporte
compatible con metal base.Soldadura φ = 0.75Ω = 2.00
0.60 FEXX Ver J2.3a
[a] Para metal de soldadura compatible con metal base ver la Sección 3.3 de AWS D1.1.
[b] Se permite un metal de aporte con un nivel de resistencia un nivel mayor que aquel compatible con el metal base.
[c] Se pueden usar metales de aporte con un nivel de resistencia menor que aquel compatible con el metal base para soldaduras de tope entre las almas y alas de secciones armadas transfiriendo las cargas de corte, o en aplicaciones donde la alta condición de restricción es una preocupación. En estas aplicaciones, la junta soldada puede ser detallada y la soldadura puede ser diseñada utilizando el espesor del material como la garganta efectiva, φ = 0.80 , Ω 1.88 y 0.60 FEXX como resistencia nominal.
[d] Alternativamente, se permiten las disposiciones de la Sección J2.4(a) cuando se considera la compatibilidad de deformaciones de los variados elementos de soldadura. Alternativamente, las Secciones J2.4(b) y (c) son aplicaciones especiales de la Sección J2.4(a) que proveen la compatibilidad de deformación.
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16-164 ESPECIFICACIONES
Metal Base Metal de Aporte Compatible
A36, espesor ≤ 19 mm Electrodos E60 & E70
A36, espesor > 19 mm A572(Gr.50&55)A588* A913(Gr.50)A1011 A992 A1018
SMAW: E7015, E7016, E7018, E7028 Otros procesos: Electrodos E70
A913 (Gr.60&65) Electrodos E80
* Para resistencia a la corrosión y color similar a la base ver la Sección 3.7.3 de AWS D1.1.Notas:1. Los electrodos deben cumplir con los requisitos de los Artículos A5.1, A5.5, A5.17, A5.18, A5.20, A5.23,
A5.28, A5.29 de AWS.2. En juntas con metales base de diferente resistencia se debe utilizar cualquiera de los metales de aporte com-
patibles con la mayor resistencia del metal base o un metal de aporte compatible con la menor resistencia y produzca un pequeño depósito de hidrógeno.
5. Combinación de SoldadurasSi dos o más tipos generales de soldadura (tope, filete, tapón, ranura) son combinadas en unamismajunta,laresistenciadecadaunadebesercalculadaporseparadoconreferen-cia al eje del grupo a fin de poder determinar la resistencia de la combinación.
6. Requisitos del Metal de Aporte
LaeleccióndelelectrodoparaserusadoensoldadurasdetopeconjuntadepenetracióncompletasolicitadaatracciónnormaldeláreaefectivadebecumplirconlosrequisitosparametalesdeaportesegúnelmetalbasedadoenAWSD1.1.
Nota: La siguienteTabla resume las disposiciones de laAWS D1.1 para metales deaportecompatiblesconelmetalbase.Existenotrasrestriccionestambién.Paraunalistacompleta de metales base y metales de aporte compatibles precalificados ver la Tabla 3.1deAWSD1.1.
Un metal de aporte con tenacidad “Charpy V-Notch” (CVN) especificada de 27J a 4ºC debe ser usado en las siguientes juntas:
(1)JuntasTydeesquinasoldadasdetopeconjuntadepenetracióncompleta,conrespaldodeacerodejadoensitio,solicitadaportracciónnormalaláreaefecti-va,anoserquelasjuntasseandiseñadasutilizandolaresistencianominalyelfactorderesistenciaoelfactordeseguridadaplicablesparasoldaduraconjuntadepenetraciónparcial.
(2)Empalmessoldadosdetopeconjuntadepenetracióncompletasolicitadasportracción normal al área efectiva en secciones pesadas como se define en los Artículos A3.1c y A3.1d.
El Certificado de Conformidad del fabricante debe ser suficiente evidencia de aprobación.
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ESPECIFICACIONES 16-165
PAR
TE
16
7. Metal de Soldadura Mezclado
Cuando se especifica la tenacidad Charpy, los materiales utilizados en el proceso para todos los metales de soldadura, soldaduras de punto, pasos de raíz y pasos subsecuentes depositadosenunajunta,debensercompatiblesparaasegurarlatenacidaddelmetaldeacerocompuesto.
J3. PERNOS Y PARTES ROSCADAS
1. Pernos de Alta Resistencia
ElusodepernosdealtaresistenciadebesatisfacerlasdisposicionesdelaSpecification for Structural Joints Using ASTM A325 or A490 Bolts,deahoraenadelantereferidacomo la Especificación RCSC, aprobada por el Consejo de Investigación de Uniones Estructurales, excepto cuando se disponga lo contrario en esta Especificación.
Todas las superficies de la junta cuando es ensamblada, incluyendo aquellas adyacentes alasarandelasogolillas,debenestarlibresdeescamas,exceptolasescamasdefábrica.TodoslospernosASTMA325yA490debenserapretadosaunatensióndepernonomenorquelaentregadaenlaTablaJ3.1,exceptoloqueseindicaacontinuación.Conlaexcepciónantesmencionada, sedebeasegurar la instalaciónporcualquierade lossiguientes métodos: método del giro de la tuerca, un indicador de tensión directo, llave calibradaodiseñoalternativo.
Sepermitequelospernosseaninstaladosenlacondicióndeaprieteajustadocuandoseusan en:(a)Conexionesdetipoaplastamiento,o(b)Aplicacionesdetracciónocombinacióndecorteytracción,solamenteparapernosASTM A325, donde la pérdida o fatiga debido a vibración o fluctuaciones de la carga noseconsideraeneldiseño.
La condición de apriete ajustado se define como la más firme alcanzada tanto por pe-queñosimpactosdeunallavedeimpactooporelmáximoesfuerzodeuntrabajadorconunallavedepalancacorrientequepermitequelaspiezasconectadasquedenencontactofirme. Se deben identificar claramente aquellos pernos que serán sujetos a apriete ajus-tadoenlosplanosdediseñoydemontaje.
Nota:Sepermitequelospernosseanapretadosenexcesorespectodelacondicióndeapriete ajustado, si se especifica este tipo de apriete en los pernos.
CuandoseusanpernosASTMA490demásde25mmdediámetroenperforacionesranuradasosobredimensionadasenplegadosexternos,sólounagolillaendurecidadematerial ASTM F436, excepto con espesor mínimo de 8 mm, debe ser utilizada en vez deunagolillaestándar.
Nota:LosrequisitosquedebencumplirlasgolillassepresentanenlaSección6delaEspecificación RCSC.
En conexiones de deslizamiento crítico, cuando la dirección de la carga es en la direc-
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16-166 ESPECIFICACIONES
ción del borde de una parte conectada, se debe proveer una adecuada resistencia deaplastamientobasadaenlosrequisitosaplicablesdelaSecciónJ3.10.
CuandonosepuedenentregarlosrequisitosparapernosASTMA325,F1852oA490,debidoaquelosrequisitosdelongitudexcedende12diámetrosolosdiámetrosexcedende38mm,sepermiteutilizarpernosobarrasroscadasdematerialASTMA354Gr.BC,A354Gr.BDoA449,deacuerdoconlasdisposicionesparabarrasroscadasenlaTablaJ3.2.
CuandoseutilizanpernosobarrasroscadasdematerialASTMA354Gr.BC,A354Gr.BD o A449 en conexiones de deslizamiento crítico, la geometría del perno incluyendo lacabezayla(s)tuerca(s)debeserigualoproporcional(sisonmayoresendiámetro)alasentregadasporlospernosASTMA325oA490.Lainstalacióndebecumplirconlosrequisitos aplicables por la Especificación RCSC con modificaciones según lo requiera paraeldiámetroaumentadoy/olalongitudparaproveerlapretensióndediseño.
Tabla J3.1Pretensión Mínima de Pernos, kips*
Tamaño Perno, in Pernos A325 Pernos A490
1/25/83/47/81
1 1/81 1/41 3/81 1/2
1219283951567185
103
152435496480102121148
* Igual a 0.70 veces la resistencia última de los pernos, redondeada al valor entero más cercano, tal como lo especifican las Especificaciones ASTM para pernos A325 y A490 con hilo UNC.
Tabla J3.1 MPretensión Mínima de Pernos, kN*
Tamaño Perno, mm Pernos A325 Pernos A490
M 16M 20M 22M 24M 27M 30M 36
91142176205267326475
114179221257334408596
* Igual a 0.70 veces la resistencia última de los pernos, redondeada al valor entero más cercano, tal como lo especifican las Especificaciones ASTM para pernos A325 y A490 con hilo UNC.
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ESPECIFICACIONES 16-167
PAR
TE
16
Tabla J 3.2
Pretensión Tensión Nominal de Conectores
y Partes Roscadas, kgf/cm2 (MPa)
Descripción del ConectorTensión de Tracción
Nominal, Fnt ,kgf/cm2 (MPa)
Tensión de Corte Nominal en Conexiones de Tipo
Aplastamiento, Fnv , kgf/cm2 (MPa)
Pernos A307 3 160 (310)[a][b] 1 680 (165)[b][c][f]
Pernos A325, cuando la rosca está incluida en el plano de corte 6 320 (620)[e] 3 360 (330)[f]
Pernos A325, cuando la rosca no está incluida en el plano de corte 6 320 (620)[e] 4 220 (414)[f]
Pernos A490, cuando la rosca está incluida en el plano de corte 7 950 (780)[e] 4 220 (414)[f]
Pernos A490, cuando la rosca no está incluida en el plano de corte 7 950 (780)[e] 5 300 (520)[f]
Partes roscadas que cumplen los requisitos de la Sección A3.4, cuando la rosca está incluida en el plano de corte
0.75 Fu[a][d] 0.40 Fu
Partes roscadas que cumplen los requisitos de la Sección A3.4, cuando la rosca no está incluida en el plano de corte
0.75 Fu[a][d] 0.50 Fu
[a] Sujeto a los requisitos del Anexo 3.[b] Para pernos A307 los valores tabulados deben ser reducidos por 1% para cada 2 mm sobre 5 diámetros de longitud en el agarre[c] Rosca permitida en los planos de corte.[d] La resistencia de tracción nominal para la porción roscada de una barra con extremos ensanchados, basada en el área de la sección
correspondiente al diámetro mayor de la rosca, AD , que debe ser mayor que el valor obtenido al multiplicar Fy por el área del cuerpo nominal de la barra antes de su ensanchamiento.
[e] Para pernos A325 y A490 solicitados por carga de tracción de fatiga, ver el Anexo 3.[f] Cuando las conexiones de tipo aplastamiento utilizadas en empalmes de miembros en tracción poseen un patrón de conectores cuya
longitud, medida paralela a la línea de carga, excede de 1270 mm, se deben reducir los valores tabulados por 20%.
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16-168 ESPECIFICACIONES
2. Tamaño y Uso de las Perforaciones
LostamañosmáximosdeperforacionesparapernosseentreganenlaTablaJ3.3,excep-toenelcasodedetallesdeplacabasedecolumnas,enloscualessepermitenperforacio-nesmásgrandes,puesserequierenunamayortolerancia,paralaubicacióndelospernosdeanclajeenlasfundacionesdeconcreto.
Sedebenproveerperforacionesestándaroperforacionesderanuracortatransversalaladirección de la carga, de acuerdo con las disposiciones de esta Especificación, a menos queelingenieroestructuralresponsabledelproyectoapruebeporescritoalainspeccióntécnicacontratadaperforacionessobremedidas,perforacionesderanuracortaparalelaaladireccióndecargaoperforacionesderanuralarga.Sepermitencuñasranuradasdehasta 6 mm en conexiones de deslizamiento crítico diseñadas en la base de perforaciones estándarsinreduccióndelaresistenciadecortenominaldelconectorporaquelespeci-ficado para perforaciones ranuradas.
Sepermitenperforacionessobremedidasencualquieraotodaslaspiezasdeconexionesde deslizamiento crítico, sin embargo, estas no deben ser utilizadas en conexiones de tipoaplastamiento.Sedebeninstalararandelasogolillasendurecidasenperforacionessobremedidasenlapiezaexterior.
Sepermitenperforacionesderanuracortaencualquieraotodaslaspiezasdeconexionesde deslizamiento crítico o de tipo aplastamiento. Se permiten las ranuras sin considera-ción de la dirección de carga en conexiones de deslizamiento crítico, pero en conexiones tipoaplastamientolalongituddebesernormalaladireccióndecarga.Lasarandelasogolillasdebenserinstaladassobrelasperforacionesderanuracortaenlapiezaexterior;talesarandelasogolillasdebenserendurecidascuandoseutilizanpernosdealtaresis-tencia.
Sepermitenperforacionesderanuralargasolamenteenunadelaspartesconectadastan-to de conexión de deslizamiento crítico o de tipo aplastamiento como en una superficie decontactoindividual.Sepermitenperforacionesderanuralargasinconsideracióndela dirección de carga en conexiones de deslizamiento crítico, pero deben ser perpendi-cularesaladireccióndecargaenconexionesdetipoaplastamiento.Cuandoseutilizanperforaciones de ranura larga en una pieza exterior, se debe proveer de planchas deajuste(lainas),ounabarracontinuaconperforacionesestándar,quetengauntamañosuficiente para cubrir completamente la ranura después de la instalación. En conexiones conpernosdealtaresistencia,talesplanchasdeajusteobarrascontinuasdebentenerunespesornomenorque8mmydebenserdeunmaterialcongradoestructural,perononecesitanserendurecidas.Cuandosenecesitenarandelasogolillasendurecidasparaserutilizadasenpernosdealtaresistencia,lasgolillasendurecidasdebenserubicadassobrela superficie exterior de la plancha de ajuste o barra.
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ESPECIFICACIONES 16-169
PAR
TE
16
3. Espaciamiento Mínimo
Ladistanciaentrecentrosdeperforacionesestándar,sobremedidasoranuradas,nodebesermenorque2-2/3veceseldiámetronominal,d , del conector; se prefiere una distancia de3d.
4. Distancia Mínima al Borde
Ladistanciadesdeel centrodeunaperforaciónestándarhastaelbordedeunaparteconectadaencualquierdirecciónnodebesermenorqueelvaloraplicabledelaTablaJ3.4,oelrequeridoenlaSecciónJ3.10.LadistanciadesdeelcentrodeunaperforaciónsobredimensionadaoranuradahastaelbordedeunaparteconectadanodebesermenorquelarequeridaporunperforaciónestándarhastaelbordedeunaparteconectadamáselincrementoaplicableC2queseobtienedelaTablaJ3.5.
Tabla J 3.3 MDimensiones de Agujero Nominal, mm
DiámetroPerno
Dimensiones Agujero
Estándar(Dia.)
Sobremedida(Dia.)
Ranura Corta(Ancho x Largo) Ranura Larga
(Ancho x Largo)
18 x 4022 x 5024 x 5527 x 6030 x 6733 x 75
(d + 3) x 3.5d
M16M20M22M24M27M30
≥ M36
182224
27 [a]3033
d + 3
202428303538
d + 8
18 x 2222 x 2624 x 3027 x 3230 x 3733 x 40
(d + 3) x (d + 10)
[a] Espacio entregado para permitir la utilización si se desea de un perno de 1-in.
Tabla J 3.3Dimensiones de Agujero Nominal, in
DiámetroPerno
Dimensiones Agujero
Estándar(Dia.)
Sobremedida(Dia.)
Ranura Corta(Ancho x Largo)
Ranura Larga(Ancho x Largo)
1/25/83/47/81
≥ 11/8
9/1611/1613/1615/161 1/16
d + 11/16
5/813/1615/161 1/161 1/4
d + 5/16
9/16 x 11/16 11/16 x 7/8
13/16 x 1 15/16 x 11/811/16 x 1 5/16
(d + 1/16) x (d + 3/8)
9/16 x 11/4 11/16 x 19/16 13/16 x 17/8 15/16 x 23/1611/16 x 2 1/2
(d + 1/16) x (2.5 + d)
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16-170 ESPECIFICACIONES
Nota: Las distancias de borde en la Tabla J3.4 son distancias de borde mínimas basadas en prácticas de fabricación estándar y tolerancias de trabajo. Se deben satisfacer lasdisposicionesapropiadasdelasSeccionesJ3.10yJ4.
Tabla J 3.4Distancia Mínima al Borde[a], in,
desde el Centro del Agujero Estándar[b]hasta el Borde de la Parte Conectada
DiámetroPerno (in)
En bordes aserradosEn bordes laminados de
Planchas, Perfiles o Barras, o en bordes por corte térmico[c]
1/25/83/47/8
111/8
11/4Sobre 11/4
[a] Se permite utilizar distancias de borde menor provisto que se satisfacen las disposiciones de la Sección J3.10, de forma apropiada.[b] Para agujeros sobretamaño y ranurados, ver la Tabla J3.5.[c] Se permite que todas las distancias de borde en esta columna sean reducidas 1/8 in cuando el agujero esta en un punto donde la
resistencia requerida no exceda de 25% de la resistencia máxima en el elemento.[d] Se permite que estas sean 1¼ in en ambos extremos de los ángulos de conexión de vigas y en placas de cabeza de corte.
Tabla J 3.4 MDistancia Mínima al Borde[a],mm,
desde el Centro del Agujero Estándar[b]hasta el Borde de la Parte Conectada
DiámetroPerno (in) En bordes aserrados
En bordes laminados de Planchas, Perfiles o Barras, o en
bordes por corte térmico[c]
16202224273036
Sobre 36
22262830343846
1.25 d
[a] Se permite utilizar distancias de borde menor provisto que se satisfacen las disposiciones de la Sección J3.10, de forma apropiada.[b] Para agujeros sobretamaño y ranurados, ver la Tabla J3.5M.[c] Se permite que todas las distancias de borde en esta columna sean reducidas 3 mm cuando el agujero está en un punto donde la
resistencia requerida no exceda de 25% de la resistencia máxima en el elemento.[d] Se permite que estas sean 3 mm en ambos extremos de los ángulos de conexión de vigas y en placas de cabeza de corte.
7/8
11/8
11/4
11/2[d]
13/4 [d]
2 21/4
13/4 x d
3/47/8
111/8
11/4
11/215/8
11/4 x d
7/8
11/8
11/4
11/2[d]
13/4 [d]
2 21/4
13/4 x d
2834
38 [d] 42 [d]
485264
1.75 d
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ESPECIFICACIONES 16-171
PAR
TE
16
5. Distancias a los Bordes y Espaciamiento Máximo
Ladistanciamáximadesdeelcentrodecualquierpernooremachehastaelbordemáscercanodepartesencontactodebeser12veceselespesordelaparteconectadabajoconsideración,peronodebeexcederde150mm.Elespaciamientolongitudinaldelosconectores entre elementos en contacto continuo consistentes de un perfil o dos placas debe ser la siguiente:
(a)Paramiembrospintadososinpintarnosujetosacorrosión,elespaciamientonodebeexcederde24veceselespesordelaplacamásdelgadao305mm.(b)Paramiembrossinpintardeacerodealtaresistenciaalacorrosiónatmosférica,elespaciamientonodebeexcederde14veceselespesordelaplacamásdelgadao180mm.
Tabla J 3.5
Valores del Incremento de Distancia de Borde C2, in
Diámetro Nominal del Conec-
tor (in)
Agujero Sobretamaño
Agujeros Ranurados
Eje Largo Perpendicular al Borde Eje Largo Paralelo al BordeRanura Corta Ranura Larga[a]
≤7⁄8 1⁄161⁄8
3⁄4 d 01 1⁄8 1⁄8
≥11⁄8 1⁄8 3⁄16
[a] Cuando la longitud de la ranura es menor que el máximo admisible (ver Tabla J3.3), se permite que C2 sea reducido por la mitad de la diferencia entre las longitudes de ranura máxima y actual.
Tabla J 3.5 M
Valores del Incremento de Distancia de Borde C2, mm
Diámetro Nominal del Conec-
tor (mm)
Agujero Sobretamaño
Agujeros Ranurados
Eje Largo Perpendicular al Borde Eje Largo Paralelo al BordeRanura Corta Ranura Larga[a]
≤22 2 3
0.75 d 024 3 3
≥27 3 5
[a] Cuando la longitud de la ranura es menor que el máximo admisible (ver Tabla J3.3M), se permite que C2 sea reducido por la mitad de la diferencia entre las longitudes de ranura máxima y actual.
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16-172 ESPECIFICACIONES
6. Resistencia de Tracción y Corte de Pernos y Partes Enroscadas
Laresistenciadediseñodetracciónydecorte,φ Rn ,ylaresistenciaadmisibledetrac-ciónydecorte,Rn/ Ω,deunpernodealtaresistenciaconaprieteajustadoopretensio-nado o de una parte roscada deben ser determinadas de acuerdo con los estados límites de fractura en tracción y fractura en corte como se indica a continuación:
Rn = Fn Ab (J3-1)
φ =0.75(LRFD) Ω = 2.00(ASD)
donde
Fn =tensióndetracciónnominal,Fnt,otensióndecortenominal,Fnv,según laTablaJ3.2,kgf/cm2(MPa)Ab =áreabrutadelpernooparteroscada(parabarrasconextremosensanchados,ver
notaalpie[d],TablaJ3.2),cm2(mm2)
La resistencia requerida de tracción debe incluir cualquier tracción resultante por laaccióndepalancaproducidaporladeformacióndelaspartesconectadas.
7. Combinación de Tracción y Corte en Conexiones Tipo Aplastamiento
La resistenciadisponiblede traccióndeunperno solicitadoporunacombinacióndetracción y corte debe ser determinada de acuerdo a los estados límite de rotura en trac-ción y en corte de acuerdo con lo siguiente:
(J3-2)
φ =0.75(LRFD) Ω = 2.00(ASD)
donde
F′nt = tensión de tracción nominal modificada para incluir los efectos de la tensión decorte,kgf/cm2(MPa)
(LRFD) (J3-3a)
(ASD) (J3-3b)
Fnt =tensióndetracciónnominalsegúnlaTablaJ3.2,kgf/cm2(MPa)Fnv =tensióndecortenominalsegúnlaTablaJ3.2,kgf/cm2(MPa)fv =tensiónrequeridadecorte,kgf/cm2(MPa)
Laresistenciadisponibledecortedelconectordebeser igualomayorquela tensiónrequeridadecorte,fv.
R F An nt b
= '
F FF
Ff F
nt ntnt
nvv nt
' .= − ≤1 3φ
F FF
Ff F
nt ntnt
nvv nt
' .= − ≤1 3Ω
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-173
PAR
TE
16
Nota:Notarquecuandolatensiónrequerida,f,tantoencorteotracción,esmenoroigualqueel30%delatensióndisponiblecorrespondiente,losefectoscombinadosdetensionesnonecesitanserinvestigados.AdemáshayquenotarquelasEcuacionesJ3-3ayJ3-3bpuedenserescritasdemanerataldeencontrarlatensióndecortenominal,F’nv,comounafuncióndelatensióndetracciónrequerida,ft.
8. Pernos de Alta Resistencia en Conexiones de Deslizamiento Crítico
Se permite que los pernos de alta resistencia en conexiones de deslizamiento crítico sean diseñados ya sea para prevenir el deslizamiento para el estado límite de servicio o para satisfacer el estado límite de resistencia requerida. Las conexiones deberán ser verifica-dasensuresistenciaacorte,deacuerdoconlasSeccionesJ3.6yJ3.7ylaresistenciaaaplastamientodeacuerdoconlasSeccionesJ3.1yJ3.10.
Las conexiones de deslizamiento crítico deben ser diseñadas como se muestra a con-tinuación,anoserquelainspeccióntécnicadelcontratoindiquelocontrario.Lasco-nexionesconperforacionesestándaroranurastransversalesaladireccióndelacargadeben ser diseñadas para deslizamiento en el estado límite de servicio. Las conexiones conperforacionessobremedidasoranurasparalelasaladireccióndelacargadebenserdiseñadasparaprevenireldeslizamientoparaelnivelderesistenciarequerida.
Laresistenciadedeslizamientodisponible,φRn,ylaresistenciadedeslizamientoadmi-sible,Rn/Ω, serán determinadas para el estado límite de deslizamiento de la siguiente forma:
(J3-4)
(a) Para las conexiones en que la prevención del deslizamiento es un estado límite de servicio:
φ=1.00(LRFD) Ω = 1.50(ASD)
(b)Paralasconexionesdiseñadasparaprevenireldeslizamientoparaelnivelderesis-tencia requerida:
φ=0.85(LRFD) Ω = 1.76(ASD)
donde
μ = coeficiente de deslizamiento promedio para superficies Clase A o B, cuan-doseaaplicable,determinadomedianteensayos.
= 0.35; para superficies Clase A (superficies de acero sin pintar, limpias, con escamas de fábrica o superficies con baño Clase A en acero limpiado a chorro de arena y galvanizada en caliente y superficies rugosas)
= 0.50; para superficies Clase B (superficies de acero sin pintar, limpiadas mediante chorro de arena o superficies con baño Clase B en acero limpia-domediantechorrodearena).
R D h T Nn u sc b sµ=R D h T Nn u sc b sµ=R D h T Nn u sc b sµ=R D h T Nn u sc b sµ=
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16-174 ESPECIFICACIONES
Du =1.13; multiplicador que refleja la razón entre la pretensión media del pernoinstalado y la pretensión mínima especificada del perno; el uso de otros valorespuedeseraprobadoporelingenieroestructuralresponsable
delproyecto.hsc = factor de perforación, determinado según se indica a continuación: (a) Para perforaciones de tamaño estándar: hsc=1.00 (b) Para perforaciones sobremedidas y de ranura corta: hsc=0.85 (c) Para perforaciones de ranura larga: hsc=0.70Ns =númerodeplanosdedeslizamientoTb = tracción mínima del conector entregada en la Tabla J3.1, T (kN)
Nota:Existencasosespecialesdonde,conperforacionessobremedidasy ranuraspa-ralelasalacarga,elposiblemovimientodebidoaldeslizamientodelaconexiónpuedecausarunafallaestructural.Seentreganfactoresderesistenciaydeseguridadparalasconexionesdondeseprevieneeldeslizamientohastaquesealcanzalacargaqueproducelaresistenciarequerida.
Lascargasdediseñosonusadasparacualquieradelosmétodosdediseñoytodaslasconexiones excepto las conexiones de deslizamiento crítico diseñadas para prevenir el deslizamientoenelnivelderesistenciarequerida,sedebenrevisarparalaresistenciadeunaconexióndetipoaplastamiento.
9. Combinación de Tracción y Corte en Conexiones de Deslizamiento Crítico
Cuando una conexión de deslizamiento crítico es solicitada por una tracción que dismi-nuyelafuerzadeaprieteneta,laresistenciadedeslizamientodisponibleporperno,delaSecciónJ3.8,debesermultiplicadaporelfactor,ks , como se muestra a continuación:
(LRFD) (J3-5a)
(ASD) (J3-5a)
donde
Nb= númerodepernosquetransmitenlatracciónaplicadaTa = cargadetraccióndebidaalascombinacionesdecargaASD,T(kN)Tb = carga de tracción mínima en el conector dada en la Tabla J3.1 o J3.1M, T (kN)Tu = cargadetraccióndebidaalascombinacionesdecargaLRFD,T(kN)
10. Resistencia de Aplastamiento de Perforaciones de Pernos
Laresistenciadeaplastamientodisponible,φRn yRn/Ω , en perforaciones de pernos debe ser determinada para el estado límite de aplastamiento como se muestra a conti-nuación:
φ=0.75(LRFD) Ω = 2.00(ASD)
kT
D T Nsu
u b b
= −1
kT
D T Nsa
u b b
= −11 5.
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ESPECIFICACIONES 16-175
PAR
TE
16
(a)Paraunpernoenunaconexiónconperforacionesestándar,sobremedidasyderanuracorta,independientedeladireccióndecarga,oenperforacionesderanuralargaconlaranuraparalelaaladireccióndelafuerzadeaplastamiento
(i) Cuandoladeformaciónenlaperforacióndelpernobajocargasdeservicioseconsideraeneldiseño
(J3-6a)
(ii)Cuandoladeformaciónenelperforacióndelpernobajocargasdeservicionoseconsideraeneldiseño
(J3-6b)
(b)Paraunpernoenunaconexiónconperforacionesderanuralargaconlaranuraperpendicularaladireccióndelafuerza
(J3-6c)
(c)Paraconexioneshechasutilizandopernosquepasancompletamenteatravésdemiembros cajón no atiesados o perfiles tubulares, ver la Sección J7 y la Ecuación J7-1
donde
d =diámetronominaldelperno,cm(mm)Fu = resistencia última mínima especificada del material conectado, kgf/cm2(MPa)Lc =distancialibre,enladireccióndelacarga,entreelbordedelaperforación yelbordedelaperforaciónadyacenteobordedelmaterial,cm(mm)t =espesordelmaterialconectado,cm(mm)
Laresistenciaalaplastamientodelasconexionesdebesertomadacomolasumadelasresistenciasdeaplastamientodelospernosindividuales.
La resistencia de aplastamiento debe ser revisada tanto para las conexiones de tipoaplastamiento como para las de deslizamiento crítico. El uso de perforaciones sobreme-didas y perforaciones de ranura corta y larga paralelos a la línea de carga se restringe a conexiones de deslizamiento crítico, según se indica en la Sección J3.2.
11. Conectores Especiales
LaresistencianominaldeconectoresespecialesdistintosalospernospresentadosenlaTabla J3.2 debe ser verificada mediante ensayos.
12. Conectores de Tracción
Cuandopernosuotrosconectoressonconectadosacajonesnoatiesadosoalaparedde perfiles tubulares, la resistencia de la pared debe ser determinada mediante análisis estructural.
R L tF dtFn c u u
= ≤1 2 2 4. .
R L tF dtFn c u u
= ≤1 5 3 0. .
R L tF dtFn c u u
= ≤1 0 2 0. .
R L tF dtFn c u u
= ≤1 2 2 4. .R L tF dtFn c u u
= ≤1 2 2 4. .R L tF dtFn c u u
= ≤1 2 2 4. .
R L tF dtFn c u u
= ≤1 5 3 0. .R L tF dtFn c u u
= ≤1 5 3 0. .R L tF dtFn c u u
= ≤1 5 3 0. .
R L tF dtFn c u u
= ≤1 0 2 0. .R L tF dtFn c u u
= ≤1 0 2 0. .R L tF dtFn c u u
= ≤1 0 2 0. .
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16-176 ESPECIFICACIONES
J4. ELEMENTOS INVOLUCRADOS DE MIEMBROS Y ELEMENTOS CONEC-TADOS
EstaSecciónaplicaparaloselementosdemiembrosenconexionesyelementosconec-tores,talescomoplanchas,gussets,ángulosysoportes.
1. Resistencia de Elementos en Tracción
Laresistenciadediseño,φRn,ylaresistenciadisponible,Rn/Ω , de elementos involu-cradosyconectorescargadosentraccióndebeserelmenorvalorobtenidodeacuerdocon los estados límite de fluencia en tracción y fractura en tracción.
(a) Para fluencia en tracción de elementos conectores:
Rn=Fy Ag (J4-1)
φ=0.90(LRFD) Ω = 1.67(ASD)
(b) Para fractura en tracción de elementos conectores:
Rn=Fu Ae (J4-2)
φ=0.75(LRFD) Ω = 2.00(ASD)
donde
Ae = área neta efectiva como se define en la Sección D3.3, cm2(mm2);para planchasdeempalmeapernadas,Ae =An ≤ 0.85 Ag
2. Resistencia de Elementos en Corte
Laresistenciadecortedisponibledeelementosinvolucradosyelementosconectoresencorte debe ser el menor valor obtenido de acuerdo con los estados límite de fluencia en corte y fractura en corte:
(a) Para fluencia en corte del elemento:
Rn=0.60Fy Ag (J4-3)
φ=1.00(LRFD) Ω = 1.50(ASD)
(b) Para fractura en corte del elemento:
Rn=0.6Fu Anv (J4-4)
φ = 0.75 (LRFD) Ω = 2.00 (ASD)donde
Anv =áreanetasolicitadaacorte,cm2(mm2)
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ESPECIFICACIONES 16-177
PAR
TE
16
3. Resistencia de Bloque de Corte
La resistencia disponible para el estado límite de bloque de corte a lo largo de la (s) trayectoria(s)defallaporcorteyunatrayectoriaperpendiculardefallaportraccióndebetomarsecomo
(J4-5)
φ=0.75(LRFD) Ω = 2.00(ASD)
donde
Agv =áreabrutasolicitadaacorte,cm2(mm2)Ant =áreanetasolicitadaatracción,cm2(mm2)Anv =áreanetasolicitadaacorte,cm2(mm2)
Cuandolatensióndetracciónesuniforme,Ubs =1;silatensióndetracciónesnouni-formeUbs =0.5.
Nota:Loscasosdondedebentomarseiguala0.5seilustranenelComentario.
4. Resistencia de Elementos en Compresión
La resistencia disponible de elementos conectados en compresión para los estados límite de fluencia y pandeo se determinan de acuerdo con lo siguiente.
(a)ParaKL/r ≤ 25
Pn=Fy Ag (J4-6)
φ=0.90(LRFD) Ω = 1.67(ASD)
(b)CuandoKL/r > 25, aplican las disposiciones del Capítulo E.
J5. PLANCHAS DE RELLENO
Enconstruccionessoldadas,cualquierplanchaderellenodeespesormayoroiguala6mmdeberáextendersemásalládelosbordesdelaplanchadeempalmeyserásoldadaal empalme con soldadura suficiente para trasmitir la carga de la plancha de empalme, aplicada a la superficie del relleno. Las soldaduras que unen la plancha de empalme a la plancha de relleno, serán suficientes como para trasmitir la carga de la plancha de empalme y deberán tener suficiente largo para evitar sobrecargar la plancha de relleno alolargodelpiedelasoldadura.Cualquierplanchaderellenodeespesorinferiora6mmdeberáquedarconsusladosarasconelbordedelaplanchadeempalmeconecta-da,yeltamañodelasoldaduradeberáserlasumadeltamañorequeridoporlaplanchadeempalmemaselespesordelaplacaderelleno.
Cuandounpernoquerecibecargapasaatravésdeplanchasderellenoconespesorme-noroiguala6mm,laresistenciadecortedebeserutilizadosinreducción.Cuandoun
R F A U F A F A U F An u nv bs u nt y gv bs u nt
= + ≤ +0 6 0 6. .
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16-178 ESPECIFICACIONES
pernoquerecibecargapasaatravésdeplanchasderellenodeespesormayora6mm,debe aplicarse uno de los siguientes requisitos:
(1)Paraplanchasderellenodeespesormenoroiguala19mm,laresistenciadecortedelospernosdebesermultiplicadaporelfactor dondeteselespesortotaldelasplanchasderellenohasta19mm;
(2)Lasplanchasderellenodebenserextendidasmásalládelajuntaylaextensiónde la plancha de relleno debe ser protegida con suficientes pernos para distribuir uniformementelacargatotalenelelementoconectadosobrelasseccionestrans-versalescombinadasdeloselementosconectadosyrellenos;
(3)Eltamañodelajuntadebeseraumentadaparaadecuarunnúmerodepernosqueseaequivalentealnúmerototalrequeridoenelpunto(2)anterior;o
(4)Lajuntadebeserdiseñadaparaprevenireldeslizamientoenlosnivelesderesis-tenciarequeridadeacuerdoconlaSecciónJ3.8.
J6. EMPALMES
Losempalmesconsoldaduradetopeenvigasdebendesarrollarlaresistencianominaldelamenorsecciónempalmada.Otrostiposdeempalmesenseccionesdevigasdebendesarrollarlaresistenciarequeridaporlascargasenelpuntodeempalme.
J7. RESISTENCIA DE APLASTAMIENTOLaresistenciadeaplastamientodediseño,φRn,ylaresistenciadeaplastamientodispo-nible,Rn/Ω , de superficies en contacto deben ser determinadas para el estado límite de aplastamiento (fluencia de compresión local) como se muestra a continuación:
φ=0.75(LRFD) Ω = 2.00(ASD)
Laresistenciadeaplastamientonominal,Rn,paravariostiposdeaplastamientodebeserdeterminada de acuerdo con lo siguiente:
(a) Para superficies terminadas, pasadores en perforaciones de borde, taladrados o pun-zonados, y extremos de atiesadores de aplastamiento ajustado:
Rn=1.8Fy Apb (J7-1)
donde
Fy = tensión de fluencia mínima especificada, kgf/cm2(MPa)Apb =áreaproyectadadeapoyo,cm2(mm2)
(b) Para rodillos de dilatación y en los balancines:
(i)Cuandod ≤ 635 mm
Técnico: (J7-2)
SI: (J7-2M)
1 0 0154 6− −( ) , t
R F ldn y
= −( )1 2 920 20.
R F ldn y
= −( )1 2 90 20.
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ESPECIFICACIONES 16-179
PAR
TE
16
(ii)Cuandod >635mm
Técnico: (J7-3)
SI: (J7-3M)
donde
d =diámetro,cm(mm)l =longituddeapoyo,cm(mm)
J8. BASES DE COLUMNAS Y APLASTAMIENTO DEL CONCRETO
Se deben realizar disposiciones apropiadas para transferir las cargas y momentos decolumnaalaszapatasyfundaciones.
Enausenciadeunmarcoregulatorio,sepermitetomarlaresistenciadeaplastamientodediseño,φcPp,ylaresistenciadeaplastamientoadmisible,Pp/Ωc , para el estado límite de aplastamiento del concreto, como se muestra a continuación:
φc=0.60(LRFD) Ωc=2.50(ASD)
Laresistenciadeaplastamientonominal,Pp,sedeterminacomoseindicaacontinua-ción:
(a) En el área total de apoyo de concreto:
(J8-1)
(b) En un área menor a la total del apoyo de concreto:
(J8-2)
donde
A1 =áreadeapoyoconcéntricodeaceroenunsoportedeconcreto,cm2(mm2)A2 =máxima área de la porción de la superficie de apoyo que es geométricamente similaryconcéntricaconeláreadecarga,cm2(mm2)
J9. BARRAS DE ANCLAJE E INSERTOS
Lasbarrasdeanclajedebenserdiseñadasparaentregarlaresistenciarequeridaporlascargasdelaestructuracompletaenlabasedelascolumnasincluyendoloscomponentesde tracción neta debidos a cualquier momento de flexión que puedan resultar por las combinacionesdecargaestipuladasenlaSecciónB2.LasbarrasdeanclajedebenserdiseñadasdeacuerdoconlosrequisitosparapartesroscadasdadosenlaTablaJ3.2.
R F l dn y
= −( )9 55 920 20.
R F l dn y
= −( )30 2 90 20.
P f Ap c
= 0 851
. '
P f A A A f Ap c c
= ≤0 85 1 71 2 1 1
. ' , '
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16-180 ESPECIFICACIONES
Sepermitengrandesperforacionessobremedidasyperforacionesranuradasenplacasbasecuandoseproveedeunadecuadoaplastamientomediantelatuercapormediodelusodearandelasogolillasestructuralesoplacasdeajusteparaenlazarlaperforación.
Nota:Lostamañosdeperforacionespermitidosylasdimensionesdegolillascorrespon-dientessepresentanenelManual de Construcción en Acero AISC.
Cuandosepresentancargashorizontalesenlasbasesdecolumnas,estascargasdebe-rían, en la medida de lo posible, ser resistidas por aplastamiento contra los elementos deconcretooporfricciónentrelaplacabaseylafundación.Cuandolasbarrasdean-clajesediseñanpararesistirlacargahorizontal,eldiseñodebeconsiderareltamañodeperforacióndelaplacabase,latoleranciaenlaubicacióndelasbarrasdeanclaje,yelmovimientohorizontaldelacolumna.
Nota:VerACI318paraeldiseñodeinsertosyparaeldiseñoporfricción.VerOSHApararequisitosespecialesdemontajeparabarrasdeanclaje.
J10. ALAS Y ALMAS CON CARGAS CONCENTRADAS
Estasecciónaplicaalascargasconcentradassimplesydoblesaplicadasensentidoper-pendicular a la(s) ala(s) de secciones de ala ancha y perfiles armados similares. Una cargaconcentradasimplepuedesertantodetraccióncomodecompresión.Cargascon-centradasdoblescorrespondenaunaentracciónylaotraencompresiónyformanunparenelmismoladodelmiembrocargado.
Cuando la solicitación exceda la resistencia disponible determinada para los estadoslímite enumerados en esta sección, se deben disponer de atiesadores y/o refuerzos dis-puestosydimensionadosparaladiferenciaentrelaresistenciarequeridaylaresistenciadisponible para el estado límite aplicable. Los atiesadores también deben cumplir con losrequisitosdelaSecciónJ10.8.LosrefuerzostambiéndebencumplirlosrequisitosdediseñodelaSecciónJ10.9.
Nota: Ver el Anexo 6.3 para los requisitos de los extremos de miembros en voladizo.
Senecesitanatiesadoresen losextremosnorestringidosdevigasdeacuerdocon losrequisitosdelaSecciónJ10.7.
1. Flexión Local del Ala
Estasecciónaplicaalascargasconcentradassimplesyalcomponentedetraccióndelascargasconcentradasdobles.
Laresistenciadediseño,φ Rn,ylaresistenciaadmisible,Rn/Ω , para el estado límite de flexión local del ala se determina como se indica a continuación:
(J10-1)
φ=0.90(LRFD) Ω = 1.67(ASD)
R t Fn f yf
= 6 25 2,
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ESPECIFICACIONES 16-181
PAR
TE
16
donde
Fyf = tensión de fluencia mínima especificada del ala, kgf/cm2(MPa)tf =espesordelalacargada,cm(mm)
Cuandolalongituddecargaatravésdelaladelmiembroesmenorque0.15bf,dondebfes el ancho del ala del miembro, no se necesita verificar la Ecuación J10-1.
Cuandolacargaconcentradaquedebeserresistidaesaplicadaaunadistanciadesdeelextremodelmiembroqueesmenorque10tf ,elvalorRndebeserreducidoen50%.
2. Fluencia Local del Alma
Estasecciónaplicaparacargasconcentradassimplesyamboscomponentesdecargasconcentradasdobles.
La resistencia disponible para el estado límite de fluencia local del alma debe ser deter-minada como se indica a continuación:
φ=1.00(LRFD) Ω = 1.50(ASD)
Laresistencianominal,Rn , se debe determinar como se muestra a continuación:
(a)Cuandolacargaconcentradaquedebeserresistidaesaplicadaaunadistanciadesdeelextremodelmiembromayorquelaprofundidaddelmiembrod,
(J10-2)
(b)Cuandolacargaconcentradaquedebeserresistidaesaplicadaaunadistanciadesdeelextremodelmiembromenoroigualalaprofundidaddelmiembrod,
(J10-3)
donde
k = distancia desde la cara exterior del ala hasta el pie del filete del alma, cm (mm)Fyw = tensión de fluencia mínima especificada del alma, kgf/cm2(MPa)N =longituddelapoyo(nomenorquekparareaccionesextremasdeviga), cm(mm)tw =espesordelalma,cm(mm)
Cuandosenecesite,sedebedisponerdeunpardeatiesadoresdecargaoplanchasderefuerzo.
3. Aplastamiento del Alma
Estasecciónaplicaparalascargasconcentradassimplesdecompresiónoelcomponentedecompresióndecargasconcentradasdobles.
( )5R k N F tn yw w= +
R k N F tn yw w
= +( )2 5.
( )5R k N F tn yw w= +
R k N F tn yw w
= +( )2 5.
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16-182 ESPECIFICACIONES
La resistencia disponible para el estado límite de aplastamiento local del alma debe ser determinada como se muestra a continuación:
φ=0.75(LRFD) Ω = 2.00(ASD)
Laresistencianominal,Rn , debe ser determinada como se muestra a continuación:
(a)Cuandolacargaconcentradadecompresiónquedebeserresistidaesaplicadaaunadistanciadesdeelextremodelmiembroqueesmayoroigualad /2 :
(J10-4)
(b)Cuandolacargaconcentradadecompresiónquedebeserresistidaesaplicadaaunadistanciadesdeelextremodelmiembromenorad /2 :
(i)ParaN/d ≤ 0.2 mm
(J10-5a)
(ii)ParaN/d>0.2mm
(J10-5b)
donde
d =profundidadtotaldelmiembro,cm(mm)tf=espesordelala,cm(mm)
Cuandosenecesite,sedebedisponerunoounpardeatiesadoresdecarga,ounaplanchaderefuerzoqueseextiendaporlomenosunmediodelaprofundidaddelalma.
4. Pandeo Lateral del Alma
EstaSecciónaplicasolamenteparalascargasconcentradassimplesdecompresiónapli-cadasamiembrosdondeelmovimientolateralrelativoentreelalacargadaencompre-siónyelalacargadaentracciónnoestarestringidoenelpuntodeaplicacióndelacargaconcentrada.
Laresistenciadisponibledelalmadebeserdeterminadacomosemuestraacontinua-ción:
φ=0.85(LRFD) Ω = 1.76(ASD)
Laresistencianominal,Rn , para el estado límite de pandeo lateral del alma se determina como se muestra a continuación:
R tN
d
t
t
EF tn w
w
f
yw= +
0 80 1 32
1 5
.
.
ff
wt
R tN
d
t
t
EF tn w
w
f
yw= +
0 40 1 32
1 5
.
.
ff
wt
R tN
d
t
t
En w
w
f
= + −
0 40 14
0 22
1 5
. .
.FF t
tyw f
w
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-183
PAR
TE
16
(a) Si el ala en compresión esta restringida de rotar:
(i)Para
(J10-6)
(ii) Para , no aplica el estado límite de pandeo lateral del alma.
Cuandolaresistenciarequeridadelalmaexcedelaresistenciadisponible,sepuededis-ponerdearriostramientolateraldeformalocalenelalatraccionadaotambiénunpardeatiesadorestransversalesoplanchaderefuerzo.
(b) Si el ala en compresión no está restringida de rotar:
i.Para
(J10-7)
ii. Para , no aplica el estado límite de pandeo lateral del alma.
Cuandolaresistenciarequeridadelalmaexcedelaresistenciadisponible,sepuededis-ponerdearriostramientolateraldeformalocalenambasalasenelpuntodeaplicacióndelascargasconcentradas.
Las siguientes definiciones aplican en las Ecuaciones J10-6 y J10-7:
bf =anchodelala,cm(mm)Cr =6.75x107kgf/cm2(6.62x106MPa)cuandoMu<My(LRFD)o 1.5Ma<My(ASD)enlaubicacióndelacarga =3.37x107kgf/cm2(3.31x106MPa)cuandoMu ≥ My(LRFD)o 1.5Ma ≥ My(ASD)enlaubicacióndelacargah =distancia libre entre alas menos el filete o radio de curvatura para perfiles laminados; distancia entre líneas adyacentes de conectores o la distancia libre entre alas cuando se utilizan soldaduras para perfiles armados, cm (mm)l =longitudnoarriostradalateralmentemáslargaalolargodecualquierala enelpuntodecarga,cm(mm)tf =espesordeala,cm(mm)tw =espesordealma,cm(mm)
Nota:ReferirsealAnexo6paraladeterminacióndelarestricciónadecuada.
5. Pandeo del Alma Comprimida
Esta sección aplicaparaunparde cargas concentradas simplesde compresióno los
RC t t
h
h t
l bn
r w f w
f
=
3
2
3
0 4.
h t l bw f( ) ( ) > 1 7.
h t l bw f( ) ( ) > 2 3.
h t l bw f( ) ( ) ≤ 2 3.
h t l bw f( ) ( ) ≤ 1 7.
RC t t
h
h t
l bn
r w f w
f
= +
3
2
3
1 0 4.
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-184 ESPECIFICACIONES
componentesdecompresióndeunpardecargasconcentradasdobles,aplicadasenam-basalasdelmiembroenlamismaubicación.
La resistencia disponible para el estado límite de pandeo local del alma debe ser deter-minada como se muestra a continuación:
(J10-8)
φ=0.90(LRFD) Ω = 1.67(ASD)
Cuandoelpardecargasconcentradasdecompresiónquedebenserresistidasesaplicadoaunadistanciadesdeelextremodelmiembromenorqued /2,Rndebeserreducidopor50%.
Cuando se requiera, se debe proveer un atiesador transversal, un par de atiesadorestransversales,ounaplacaderefuerzoqueseextiendaatodoloaltodelalma.
6. Corte en la Zona Panel del Alma
Estasecciónaplicaparalascargasconcentradasdoblesaplicadasaunaoambasalasdeunmiembroenlamismaubicación.
La resistencia disponible de la zona panel del alma para el estado límite de fluencia en corte debe ser determinada como se menciona a continuación:
φ=0.90(LRFD) Ω = 1.67(ASD)
Laresistencianominal,Rn , debe ser determinada como se detalla a continuación:
(a)Cuandonoseconsideraenelanálisiselefectodeladeformacióndelazonapanelen la estabilidad del marco:
(i)ParaPr ≤ 0.4 Pc(J10-9)
(ii)ParaPr>0.4Pc
(J10-10)
(b)Cuandoseconsideraenelanálisislaestabilidaddelmarco,incluyendoladeforma-ción plástica de la zona panel:
(i)ParaPr ≤ 0.75 Pc
(J10-11)
Rt EF
hn
w yw=24 3
R F d tn y c w
= 0 60.
R F d tP
Pn y c wr
c
= −
0 60 1 4. .
R F d tb t
d d tn y c w
cf cf
b c w
= +
0 60 1
3 2
.
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-185
PAR
TE
16
(ii)ParaPr>0.75Pc
(J10-12)
Las siguientes definiciones aplican en las Ecuaciones J10-9 hasta J10-12:
A = áreadelaseccióndelacolumna,cm2(mm2)bcf = anchodelaladelacolumna,cm(mm)db = alturadelaviga,cm(mm)dc = alturadelacolumna,cm(mm)Fy = tensión de fluencia mínima especificada del alma de la columna, kgf/cm2
(MPa)Pc = Py,T(kN)(LRFD)Pc = 0.6Py,T(kN)(ASD)Pr = Resistenciarequerida,T(kN)Py = FyA , resistencia axial de fluencia de la columna, T (kN)tcf = espesordelaladelacolumna,cm(mm)tw = espesordelalmadelacolumna,cm(mm)
Sedebedisponercadavezqueserequiera,plancha(s)derefuerzoounpardeatiesadoresdia-gonales dentro de los límites de la conexión rígida cuyas almas yacen en un plano común.
VerlaSecciónJ10.9pararequisitosdediseñodelasplanchasderefuerzo.
7. Extremos de Vigas no Restringidos
Enextremosnoenmarcadosdevigasnorestringidoscontralarotaciónentornoasuejelongitudinal,sedebedisponerdeunpardeatiesadorestransversales,queseextiendanatodoloaltodelalma.
8. Requisitos Adicionales para los Atiesadores para Cargas Concentradas
Losatiesadoresquesenecesitanpararesistirlascargasconcentradasdetraccióndebenser diseñados de acuerdo con los requisitos del Capítulo D y deben ser soldados al ala cargadayalalma.Lassoldadurasalaladebenserdimensionadasparaladiferenciaentrela resistencia requerida y la resistencia disponible correspondiente al estado límite. Las soldadurasqueconectanelatiesadoralmadebenserdimensionadasparatransmitiralalmaladiferenciaalgebraicadecargadetracciónenlosextremosdelatiesador.
LosatiesadoresrequeridospararesistirlascargasdecompresióndebenserdiseñadosdeacuerdoconlosrequisitosdelasSeccionesE6.2yJ4.4,ydebenapoyarseosersoldadosalalacargadaysoldadosalalma.Lassoldadurasparaelaladebenserdimensionadaspara ladiferenciaentre la resistencia requeriday la resistenciadisponiblecorrespon-diente al estado límite. Las soldaduras que conectan el atiesador al alma deben ser di-mensionadasparatransmitiralalmaladiferenciaalgebraicadecargadecompresiónenlosextremosdelatiesador.Paraatiesadoresdeapoyoajustado,verlaSecciónJ7.
Losatiesadoresdecargadealturacompletautilizadospararesistirlascargasdecompre-
R F d tb t
d d t
P
Pn y c w
cf cf
b c w
r
c
= +
−
0 60 1
31 9
1 22
. ,,
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16-186 ESPECIFICACIONES
siónaplicadasala(s)ala(s)deunavigadebenserdiseñadoscomomiembrossolicitadosacompresiónaxial(columnas)deacuerdoconlosrequisitosdelasSeccionesE6.2yJ4.4.
Laspropiedadesdelosmiembrosdebenserdeterminadasutilizandounalongitudefecti-vade0.75hyunaseccióncompuestadedosatiesadoresyunafranjadelalmadeanchoiguala25twenatiesadoresinterioresyde12twenatiesadoresenlosextremosdelosmiembros.Lasoldaduraqueconectalosatiesadoresdecargadeprofundidadcompletaalalmadebeserdimensionadaparatransmitirladiferenciadecargadecompresiónencadaunodelosatiesadoresdelalma.
Los atiesadores transversales y diagonales deben cumplir con el siguiente criterio adicional:
(1)Elanchodecadaatiesadormásmedioespesordealmadecolumnanodebesermenorqueunterciodelanchodelalaoplanchadeconexióndemomentoqueproducelacargaconcentrada.
(2)Elespesordeunatiesadornodebesermenorquemedioespesordelalaoplan-chadeconexióndemomentoqueentregalacargaconcentrada,ymayoroigualqueelanchodividopor15.
(3)LosatiesadorestransversalesdebenextenderseporlomenosaunmediodelaprofundidaddelmiembroexceptocomoserequiereenJ10.5yJ10.7.
9. Requisitos Adicionales para las Planchas de Refuerzo para Cargas Concentradas
Lasplanchasderefuerzoqueserequierenparaentregarlaresistenciaalacompresióndeben ser diseñadas de acuerdo con los requisitos del Capítulo E.
Lasplanchasderefuerzoqueserequierenparaentregarresistenciaalatraccióndebenser diseñadas de acuerdo con los requisitos del Capítulo D.
Lasplanchasderefuerzoqueserequierenparaentregarresistenciaalcorte(verlaSec-ción J10.6) deben ser diseñadas de acuerdo con las disposiciones del Capítulo G.
Además, las planchas de refuerzo deben cumplir con el siguiente criterio:
(1) El espesor y la extensión de la plancha de refuerzo debe aportar suficiente mate-rialparaigualaroexcederlosrequisitosderesistencia.
(2) Laplanchade refuerzodebeser soldadaparadesarrollar laproporciónde lacargatotaltransmitidaporlaplanchaderefuerzo.
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ESPECIFICACIONES 16-187
PAR
TE
16
CAPÍTULO K
DISEÑO DE CONEXIONES DE PERFILES TUBULARES
Este Capítulo abarca las consideraciones de diseño pertinentes a las conexiones de miembros de sección tubular y secciones cajón de espesor de pared uniforme. Ver también el Capítulo J para losrequisitosadicionalessobreelapernadodeseccionestubulares.
El Capítulo está organizado de la siguiente manera:
K1. Cargas Concentradas en Perfiles TubularesK2. Conexiones de Enrejados con Perfiles Tubulares K3. Conexiones de Momento para Perfiles Tubulares
Nota: Ver la Sección J3.10(c) para pernos atravesados.
K1. CARGAS CONCENTRADAS EN SECCIONES TUBULARES
1. Definición de Parámetros
B = ancho total del miembro tubo rectangular, medido a 90º del plano de la conexión,cm(mm)Bp =ancho total de la plancha, medida a 90º del plano de la conexión, cm (mm)
D =diámetroexteriordelmiembrotuboredondo,cm(mm)Fy =tensión de fluencia mínima especificada del material del tubo, kgf/cm2(MPa)Fyp = tensión de fluencia mínima especificada de la plancha, kgf/cm2(MPa)Fu = tensión última mínima especificada del material del tubo, kgf/cm2(MPa)H =alturatotaldelmiembrotuborectangular,medidaenelplanodela conexión,cm(mm)N =longituddeapoyodelacarga,medidaparalelaalejedelmiembrotubular, (omedidaatravésdelanchodeltuboenelcasodeplanchasdetapacargadas), cm(mm)t =espesordediseñodelapareddeltubo,cm(mm)tp =espesordelaplancha,cm(mm)
2. Límites de Aplicación
El siguiente criterio es aplicable solamente cuando la configuración de la conexión está dentro de los siguientes límites:
(1) Resistencia: Fy ≤3660kgf/cm2(360MPa)paratubos(2) Ductilidad: Fy / Fu ≤ 0.8 paratubos(3) Aplican otros límites para criterios específicos
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16-188 ESPECIFICACIONES
3. Carga Concentrada Distribuida Transversalmente
3a. Criterio para Tubos Redondos
Cuandounacargaconcentradaesdistribuidatransversalmentealejedeuntubolasresis-tenciadediseño,φRn,ylaresistenciaadmisible,Rn/Ω , para el estado límite de fluencia local deben ser determinadas como se indica a continuación:
(K1-1)
φ=0.90(LRFD) Ω = 1.67(ASD)
dondeQf seentregaenlaEcuaciónK2-1.
Los límites de aplicación adicionales son los siguientes:
(1) 0.2<Bp/D ≤ 1.0(2) D /t ≤ 5.0 para conexiones en T y D /t ≤ 40 para conexiones en cruz
3b. Criterio para Tubos Rectangulares
Cuandounacargaconcentradaesdistribuidatransversalmentealejedeuntubolasre-sistenciasdediseño,φRn,ylaresistenciaadmisible,Rn/Ω,debenserelmenorvalordeacuerdo con los estados límite de fluencia local debido a la distribución desbalanceada de carga, fluencia por corte (punzonamiento) y resistencia de la pared lateral.
Los límites de aplicación adicionales son los siguientes:
(1) 0.25<Bp/B ≤ 1.0(2) B/t para la pared cargada del tubo ≤ 35
(a) Para el estado límite de fluencia local debido a la distribución desbalanceada de carga en la plancha:
(K1-2)
φ=0.95(LRFD) Ω = 1.58(ASD)
(b) Para el estado límite de fluencia por corte (punzonamiento):
(K1-3)
φ=0.95(LRFD) Ω = 1.58(ASD)
donde
Este estado límite no necesita ser verificado cuando Bp>(B-2t),nicuandoBp<0.85B.
R F t B D Qn y p f
= −( )
2 5 5 1 0 81. / . /
[ [
( (
[ [
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ESPECIFICACIONES 16-189
PAR
TE
16
(c)Para el estado límite de resistencia de la pared lateral sujeto a tracción, la resistenciadisponible debe ser tomada como la resistencia de fluencia local de la pared. Para el estado límite de pared solicitada a compresión, la resistencia disponible debe ser tomada como el menor valor obtenido de acuerdo con los estados límite de fluencialocaldelapared,aplastamientolocaldelaparedyelpandeolocaldelapared.
El estado límite no necesita ser verificado a no ser que los cordones y las ramas (elemen-tosconectores)tenganelmismoancho(β-1.0).
(i) Para el estado límite de fluencia local de la pared:
(K1-4)
φ=1.0(LRFD) Ω = 1.50(ASD)
donde
k = radio exterior de la esquina del tubo, que se permite tomarse como 1.5tcuandoesdesconocido,cm(mm)
(ii) Para el estado límite de aplastamiento local de la pared, en conexiones T:
(K1-5)
φ=0.75(LRFD) Ω=2.0(ASD)
dondeQf sedaenlaEcuaciónK2-10.
(iii) Para el estado límite de pandeo local de la pared en conexiones en cruz:
(K1-6)
φ=0.90(LRFD) Ω=2.0(ASD)
dondeQfesentregadoporlaEcuaciónK2-10.
Enlasconexionesdeplanchatransversalaltubo,debeconsiderarselano-uniformidadde la transferencia de carga a lo largo de la línea de soldadura, ocasionada por la flexibi-lidaddelapareddeltubo,eneldimensionamientodelassoldadurasdelaconexión.Losrequisitospuedensersatisfechosallimitarlalongituddesoldaduraefectivatotal,L e,desoldaduras de tope y de filete en tubos rectangulares como se muestra a continuación:
(K1-7)
donde
Le =longituddesoldaduraefectivatotalparasoldadurasenambosladosdelaplanchatransversal,cm(mm)
EnvezdeutilizarlaEcuaciónK1-7,esterequisitopuedesersatisfechomedianteotrosmétodos analíticos y/o experimentales debidamente fundamentados.
R F t k Nn y
= + 2 5
R t N H t EF Qn y f
= + −( ) ( )1 6 1 3 320 5
..
R t H t EF Qn y f
= −( ) ( )48 330 5.
L B t F t F t B Be y yp p p p
= ( ) ( )
≤2 10 2
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16-190 ESPECIFICACIONES
Nota: Un límite superior para el tamaño de soldadura estará dado por la soldadura que desarrollalaresistenciadisponibleenelelementoconectado.
4. Carga Concentrada Distribuida Longitudinalmente en el Centro del Tubo y Actuando Perpendicularmente al Eje de la Sección
Cuandounacargaconcentradaesdistribuida longitudinalmentea lo largodelejedeltuboenelcentrodeldiámetrooanchodeltubo,ytambiénactúaperpendicularmenteenladireccióndelejedeltubo(otieneunacomponenteperpendicularaladireccióndelejedeltubo),laresistenciadediseño,φRn,ylaresistenciaadmisible,Rn/Ω,perpendicularal eje del tubo deben ser determinadas para el estado límite de plastificación del cordón talcomosemuestraacontinuación.
4a. Criterio para Tubos Redondos
Un límite adicional de aplicabilidad es:
D/t ≤ 50 para conexiones en T, y D/t ≤ 40 para conexiones en cruz
(K1-8)
φ=0.90(LRFD) Ω=1.67(ASD)
dondeQf esentregadoenlaEcuaciónK2-1.
4b. Criterio para Tubos Rectangulares
Un límite adicional de aplicabilidad es:
B/t ≤ 40 para la pared cargada del tubo
(K1-9)
φ=1.00(LRFD) Ω=1.50(ASD)
donde
UesentregadoenlaEcuaciónK2-12.
5. Carga Concentrada Distribuida Longitudinalmente en el Centro del Tubo y Actuando Paralelamente al Eje de la Sección
Cuandounacargaconcentradaesdistribuidalongitudinalmentealolargodelejedeuntuborectangular,ytambiénactúadeformaparalelaperoexcéntricaaladireccióndelejedel miembro, la conexión debe ser verificada como se muestra a continuación:
Fyptp ≤ Fut (K1-10)
R F t N D Qn y f
= +( )5 5 1 0 252. .
R F t t B N B t B Qn y p p f
= −( )
+ −( )
20 5
1 2 4 1.
Q Uf = −( )1 2 0 5.
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ESPECIFICACIONES 16-191
PAR
TE
16
Nota:Estasdisposicionessonpensadasprincipalmenteparaconexionesdeplanchadecorte. La Ecuación K1-10 impide la fluencia por corte (punzonamiento) de la pared del tuboalimponercomorequisitoquelaresistenciadelaplanchadecorteseamenorquela resistenciade lapareddel tubo.Paraconexionesdearriostramientosencolumnastubulares,dondelacargaseaplicamedianteunaplanchalongitudinalquetieneunciertoángulorespectodelejedel tubo,eldiseñode laconexióndebesercontroladoporelcomponentedelafuerzaperpendicularalejedeltubo(verlaSecciónK1.4b).
6. Carga Axial Concentrada en el Extremo Tapado con Plancha de Conexión en un Tubo Rectangular
Cuandounacargaconcentradaactúaenelextremodeuntuboconelextremotapadoconplanchasdeconexión,ylacargaestáenladireccióndelejedeltubo,laresistenciaadmisible debe ser determinada por los estados límite de fluencia local de la pared (de-bidoalascargasdetracciónocompresión)yaplastamientolocaldelapared(debidoalascargasdecompresiónsolamente),considerandoelcortediferido,comosemencionaacontinuación.
Nota:Elsiguienteprocedimientosuponequelacargaconcentradasedistribuyesegúnuna pendiente de 2.5:1 a través de la plancha de tapa (de espesor tp)ysedistribuyeenlasdosparedesdeltubodedimensiónB.
Cuando(5tp +N)≥B,laresistenciadisponibledeltubosecalculasumandolascontri-bucionesdelascuatroparedesdeltubo.
Cuando(5tp +N)<B,laresistenciadisponibledeltubosecalculasumandolascontri-bucionesdelasdosparedesporlascualessedistribuyelacarga.
(i) Para el estado límite de fluencia local de la pared, para una pared:
(K1-11)
φ=1.00(LRFD) Ω=1.50(ASD)
(ii) Para el estado límite de aplastamiento local de la pared, para una pared:
(K1-12)
φ=0.75(LRFD) Ω=2.00(ASD)
K2. CONEXIONES DE TUBOS EN ENREJADOS
Las conexiones tubo-tubo en enrejados se definen como conexiones que consisten en unoomásmiembrosdenominadosderamaquesonsoldadosdirectamenteauncordóncontinuo que pasa a través de la conexión, los cuales serán clasificados como se indica a continuación:
(a)Cuandolacargadepunzonamiento(Prsinθ)enunaramaesequilibradaporcortede
R F t t N BF tn y p y
= + ≤5
R t N B t t EF t tn p y p
= + ( )( )
0 8 1 621 5 0 5
.. .
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16-192 ESPECIFICACIONES
flexión en un cordón, la conexión debe clasificar como una conexión en T cuando la rama es perpendicular al cordón y como una conexión en Y en caso contrario.
(b)Cuandolacargadepunzonamiento(Prsinθ)enunaramaesequilibradaesencialmente (dentrodel20%)por cargas enotras ramas en elmismo ladode la conexión, la conexión debe clasificarse como conexión en K. La excentricidad más importante es aquellaentrelasramasprincipalescuyascargassonequilibradas.Sepuedeconsiderar laconexiónenNcomounaconexiónenK.
Nota:UnaconexiónenKconunaramaperpendicularalcordónusualmentesellamaconexiónenN.
(c)Cuandolacargadepunzonamiento(Prsinθ)estransmitidaatravésdelcordóny es equilibrada por ramas en el lado opuesto, la conexión debe ser clasificada, como conexiónencruz.
(d)Cuandounaconexióntienemásdeunaramaprincipal,oramasenmásdeunplano, la conexión debe clasificarse como una conexión general o multiplanar.
CuandolasramastransmitenpartedesucargacomoenconexionesenKyotrapartecomoenconexionesenT,Yoencruz,laresistencianominaldebeserdeterminadaporinterpolaciónsobrelaproporcióndecadaunaeneltotal.
Para efectos de esta Especificación, los ejes centrales de las ramas y cordones deben caer dentrodeunplanoencomún.Lasconexionesdetubosrectangularesserestringenadi-cionalmentedetenertodossusmiembrosorientadosconsusparedesparalelasalplano.Paraenrejadostubularesqueseanconectadossoldandolasramasaloscordones,seper-miten excentricidades dentro de los límites de aplicación sin considerar los momentos resultantesparaeldiseñodelaconexión.
1. Definición de Parámetros
B = anchototaldelmiembroprincipaldeseccióntuborectangular,medido a 90º del planodelaconexión,cm(mm)
Bb = ancho total de la rama de sección tubo rectangular, medido a 90º del plano de la conexión,cm(mm)
D = diámetroexteriordelmiembroprincipaldeseccióntuboredondo,cm(mm)Db = diámetroexteriordelaramadeseccióntuboredondo,cm(mm)e = excentricidadenlaconexióndeenrejado,siendopositivocuandosealejadelas
ramas,cm(mm)Fy = tensión de fluencia mínima especificada del material del miembro principal
tubo,kgf/cm2(MPa)Fyb = tensión de fluencia mínima especificada del material de la rama tubular, kgf/cm2
(MPa)Fu = tensión de agotamiento mínima especificada del material del tubo, kgf/cm2
(MPa)g = excentricidadentrelospiesdelasramasenunaconexiónenKconexcentricidad,
despreciandolassoldaduras,cm(mm)H = alturatotaldelmiembroprincipaldeseccióntuborectangular,medidaenel
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ESPECIFICACIONES 16-193
PAR
TE
16
planodelaconexión,cm(mm)Hb = alturatotaldelaramadeseccióntuborectangular,medidaenelplanodela
conexión,cm(mm)t = espesordediseñodelapareddelmiembroprincipaltubular,cm(mm)tb = espesordediseñodelapareddelaramatubular,cm(mm)β = larazóndeancho;larazónentreeldiámetrodelaramaydelcordón =Db/Dparatubosredondos;larazónentreelanchototaldelaramayb delcordón=Bb/Bparatubosrectangularesβeff = la razón de ancho efectiva; la suma de los perímetros de las dos ramas en unaconexiónenKdivididaporochoveceselanchodelcordónγ = larazóndeesbeltezdelcordón;larazónentreeldiámetroydosveces elespesordepared=D/2tparatubosredondos;larazónentreelancho ydosveceselespesordepared=B/2tparatubosrectangularesη = elparámetrodelongituddecarga,aplicablesolamenteparatubos
rectangulares;larazónentrelalongituddecontactodelaramaconelcordón enelplanodeconexiónyelanchodelcordón=N/B,dondeH=Hb/sinθθ = ángulo agudo entre la rama y el cordón (º)ζ = razóndeexcentricidad;larazóndelaexcentricidadentreramasdeuna conexiónenKconexcentricidadyelanchodelcordón=g/Bparatubos
rectangulares.
2. Criterio para Tubos Redondos
SedebeincorporarlainteraccióndelatensióndebidoalascargasdelcordónylascargaslocalesdeconexióndelasramasatravésdelparámetrodeinteracciónQf.
CuandoelcordónestáentracciónQf =1
Cuandoelcordónestáencompresión
(K2-1)
dondeUesunarazóndeutilizacióndadopor
(K2-2)
yPr =resistenciaaxialrequeridaenelcordón,T(kN);paraconexionesenK,Pr sedebedeterminarenelladodelajuntaquetienelamenortensiónde compresión(menorU)Mr = resistencia de flexión requerida en el cordón, T-m (N-mm)Ag =áreabrutadelcordón,cm2(mm2)Fc =tensióndisponible,kgf/cm2(MPa)S =móduloelásticodelcordón,cm3(mm3)
Para diseño de acuerdo con la Sección B3.3 (LRFD):
Pr =Pu=resistencialaxialrequeridaenelcordón,utilizandolas
Q U Uf
= − +( )1 0 0 3 1. .
U P A F M SFr g c r c
= +
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16-194 ESPECIFICACIONES
combinacionesdecargasLRFD,T(kN)Mr =Mu = resistencia de flexión requerida en el cordón, utilizando las combinacionesdecargasLRFD,T-m(N-mm)Fc =Fy ,kgf/cm2(MPa)
Para diseño de acuerdo con la Sección B3.4 (ASD):
Pr =Pa=resistencialaxialrequeridaenelcordón,utilizandolas combinacionesdecargasASD,T(kN)Mr =Ma = resistencia de flexión requerida en el cordón, utilizando las combinacionesdecargasASD,T-m(N-mm)Fc =0.6Fy,kgf/cm2(MPa)
2a. Límites de Aplicación
Estas provisiones son aplicables solamente cuando la configuración de la conexión está dentro de los siguientes límites:
(1) Excentricidad de la junta: - 0.55 D ≤ e ≤ 0.25D ,dondeDeseldiámetrodelcordónyespositivocuandosealejadelasramas
(2) Ángulo de la rama: θ ≥ 30º(3) Esbeltez de la pared del cordón: razón entre el diámetro y el espesor de pared
menoroiguala50paraconexionesenT,YyK;menoroiguala40paraco-nexionesencruz
(4) Esbeltez de pared de ramas en tracción: razón entre el diámetro y el espesor de paredmenoroiguala50
(5) Esbeltez de pared de ramas en compresión: razón entre el diámetro y el espesor deparedmenoroiguala0.05E/F
y
(6) Razón de ancho: 0.2 ≤ Db/D ≤ 1.0 en general, y 0.4 ≤ Db/D ≤ 1.0 para co-nexionesenKconexcentricidad
(7) En una conexión con excentricidad: gmayoroigualquelasumadelosespeso-resdepareddelarama
(8) En una conexión traslapada: 25% ≤ Ov ≤ 100% , donde Ov=(q/ p)x100%.peslalongitudproyectadadelaramatraslapadaenelcordón;qeslalongitudtraslapadamedidaalolargodelacaradeconexióndelcordónpordebajodelasdosramas.Paraconexionestraslapadas,laramamáslarga(osisondeigualdiámetro, la de mayor espesor) es el “miembro que atraviesa” conectado direc- tamentealcordón.
(9) La razón de espesor de ramas para conexiones traslapadas: el espesor de la rama quetraslapadebesermenoroigualalespesordelaramaqueestraslapada
(10) Resistencia: Fy ≤ 3670 kgf/cm2(360MPa)paraelcordónylasramas
(11) Ductilidad: Fy / F
u ≤ 0.80 para tubos
2b. Ramas con Cargas Axiales en Conexiones en T, Y y Cruz
ParaconexionesenT,Yycruz,laresistenciadisponibledelaramadebeserelmenorvalor obtenido de acuerdo a los estados límites de plastificación del cordón y fluencia porcorte(punzonamiento).
(a) Para el estado límite de plastificación del cordón en T o Y
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ESPECIFICACIONES 16-195
PAR
TE
16
(K2-3)
φ=0.90(LRFD) Ω=1.67(ASD)
(b) Para el estado límite de fluencia por corte (punzonamiento)
(K2-4)
φ=0.95(LRFD) Ω=1.58(ASD)
Este estado límite no necesita ser revisado cuando β >(1-1/4)
(c) Para el estado límite de plastificación de la cuerda en las conexiones en cruz
(K2-5)
φ=0.90(LRFD) Ω=1.67(ASD)
2c. Ramas con Cargas Axiales en Conexiones en K
ParalasconexionesenK,laresistenciadediseño,φPn , y la resistencia admisible, Pn/Ω, de la rama, serán el menor valor obtenido de acuerdo con los estados límite de plastifi-cación del cordón para conexiones con excentricidad y traslapadas y fluencia por corte (punzonamiento)paraconexionesconexcentricidadsolamente.
(a) Para el estado límite de plastificación del cordón
φ=0.90(LRFD) Ω=1.67(ASD)
Paralaramaencompresión
(K2-6)
dondeDb se refiere solamente a la rama en compresión, y
(K2-7)
Enconexiones conexcentricidad,g (medida a lo largode la coronadel cordóndes-preciandolasdimensionesdesoldadura)espositivo.Enconexiones traslapadas,gesnegativoeigualaq.
Paralaramaentracción
(K2-8)
Q
eg g
t
= +
+
−
γ γ0 21 2
0 51 33
10 024
1
..
..
.
P F t D D Q Qn y b g fsin . .θ = +
2 2 0 11 33
P F t Qn y fsin . .θ β= −( )
2 5 7 1 0 81
P F t Dn y b
= +( ) 0 6 1 2 2. sin sinπ θ θ
P F t Qn y fsin . . .θ β γ= +
2 2 0 23 1 15 6
P Pn nsin sinθ θ= ( )ramaencompresión
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16-196 ESPECIFICACIONES
(b) Para el estado límite de fluencia por corte (punzonamiento) en las conexiones en K conexcentricidad
(K2-9)
φ=0.95(LRFD) Ω=1.58(ASD)
3. Criterio para Tubos Rectangulares
SedebeincorporarlainteraccióndetensióndebidoalasfuerzasdelcordónylasfuerzaslocalesenlaconexióndelaramaenelparámetrodeinteracciónQf .
Cuandoelcordónestáentracción
Qf =1
CuandoelcordónestaáencompresiónenlasconexionesenT,Yyencruz
(K2-10)
CuandoelcordónestáencompresiónenlasconexionesenKconexcentricidad
(K2-11)
dondeUeslarazóndeutilizaciónentregadapor
(K2-12)
y
Pr =resistenciaaxialrequeridaenelcordón,T(kN);paraconexionesenK conexcentricidad,Prsedebedeterminarenelladodelajuntaquetenga lamayortensióndecompresión(mayorU )Mr = resistencia de flexión requerida en el cordón, T -m (N-mm)Ag =áreabrutadelcordón,cm2(mm2)Fc =tensióndisponible,kgf/cm2(MPa)S =móduloelásticodelcordón,cm3(mm3)
Para diseño de acuerdo con la Sección B3.3 (LRFD):Pr =Pu =resistenciaaxialrequeridaenelcordón,utilizandolascombinaciones decargaLRFD,T(kN)Mr =Mu = resistencia de flexión requerida en el cordón, utilizando las combinacionesdecargaLRFD,T-m(N-mm)Fc =Fy ,kgf/cm2(MPa)
Q Uf eff= − ≤1 3 0 4 1. . β
Q Uf
= − ≤1 3 0 4 1. . β
P F t Dn y b
= +( ) 0 6 1 2 2. sin sinπ θ θ
U P A F M SFr g c r c
= +
P F t Dn y b
= +( ) 0 6 1 2 2. sin sinπ θ θ
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ESPECIFICACIONES 16-197
PAR
TE
16
Para diseño de acuerdo con la Sección B3.4 (ASD):
Pr =P
a =resistenciaaxialrequeridaenelcordón,utilizandolascombinaciones decargaASD,T(kN)M
r =M
a = resistencia de flexión requerida en el cordón, utilizando las combinacionesdecargaASD,T-m(N-mm)F
c =0.6Fy ,kgf/cm2(MPa)
3a. Límites de Aplicación
Estas disposiciones son aplicables solamente cuando la configuración de la conexión se encuentra dentro de los siguientes límites:
(1) Excentricidad de la junta: - 0.55 H ≤ e ≤ 0.25H,dondeHeslaalturadelcordónyeespositivocuandosealejadelasramas
(2) Ángulo de la rama: θ ≥ 30º(3) Esbeltez de la pared del cordón: razón entre el ancho total y el espesor de pared
menoroiguala35paraconexionesenKconexcentricidadylasconexionesenT,Yycruz;menoroiguala30paraconexionesenKtraslapadas
(4) Esbeltez de pared de ramas en tracción: razón entre el ancho total y el espesor de paredmenoroiguala35
(5) Esbeltez de pared de ramas en compresión: razón entre el ancho total y el espe-sordeparedmenoroiguala .ytambiénmenorque35paraconexio-nesenKconexcentricidadylasconexionesenT,Yycruz;menoroiguala paraconexionesenKtraslapadas
(6) Razón de ancho: razón entre el ancho total de la rama y el espesor de pared del cordónmayoroiguala0.25paraconexionesenT,Y,cruz,yKtraslapada;mayoroiguala0.35paraconexionesenKconexcentricidad.
(7) Razón de aspecto: 0.5 ≤ razón entre altura y ancho ≤ 2.0(8) Traslape: 25% ≤ Ov ≤ 100% , donde Ov=(q/p)x100%.peslalongitudpro-
yectadadelaramaquetraslapaenelcordón;qeslalongituddetraslapemedidaalolargodelacaradeconexióndelcordónpordebajodelasdosramas.Paraconexionestraslapadas,lamáslarga(osisondeigualancho,laramademayorespesor) es el “miembro que atraviesa”, conectado directamente al cordón
(9) La razón de espesor de ramas para conexiones traslapadas: la razón entre el anchototaldelapareddelaramaquetraslapayelanchototaldelaramatrasla-padadebesermayoroiguala0.75
(10) Razón de espesor de ramas para conexiones traslapadas: espesor de la rama quetraslapadebesermenoroigualalespesordelaramatraslapada(11) Resistencia: F
y ≤ 3670 kgf/cm2(360MPa)paraelcordónylasramas
(12) Ductilidad: Fy / F
u ≤ 0.8 para tubos
(13) Aplican otros límites según disposiciones específicas
3b. Ramas con Cargas Axiales en las Conexiones en T, Y, y Cruz
ParalasconexionesenT,Yycruz,laresistenciadisponibledelaramadebeserelmenorvalor obtenido de acuerdo con los estados límite de plastificación de la pared del cordón, fluencia por corte (punzonamiento), resistencia de la pared lateral y la fluencia local debidoaladistribucióndesbalanceadadecarga.
1 250 5
..
E Fyb( )
1 10 5
..
E Fyb( )
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-198 ESPECIFICACIONES
(a) Para el estado límite de plastificación de pared del cordón
(K2-13)
φ=1.00(LRFD) Ω=1.50(ASD)
Este estado límite no necesita ser revisado cuando β>0.85.
(b) Para el estado límite de fluencia por corte (punzonamiento)
(K2-14)
φ=0.95(LRFD) Ω=1.58(ASD)
EnlaEcuaciónK2-14,elparámetropunzonamientoexteriorefectivoβeop = 5 β / γnodebeexcederdeβ.
Este estado límite no necesita ser revisado cuando β>(1-1/γ),nicuandoβ>0.85yβ / t ≥ 10.
(c) Para el estado límite de resistencia de la pared lateral, la resistencia disponible para las ramas en tracción debe tomarse como la resistencia disponible por fluencia local de la pared. Para el estado límite de resistencia de pared lateral, la resistencia disponibleparalasramasencompresióndebetomarsecomoelmenorvalordelas resistencias disponibles por fluencia local y aplastamiento local de la pared lateral. Para conexiones en cruz con ángulo de rama menor a 90º, se debe realizar una verificación adicional para la falla en corte de la pared lateral del cordón de acuerdo conlaSecciónG5.
Este estado límite no necesita ser revisado a no ser que el cordón y las ramas tengan el mismoancho(β =1.0).
(i) Para el estado límite de fluencia local
(K2-15)
φ=1.00(LRFD) Ω=1.50(ASD)
donde
k =radiodeesquinaexteriordeltubo,quepermitesertomadoiguala1.5t cuandosedesconoce,cm(mm)N =longituddeapoyodelacarga,paralelaalejedelmiembroprincipalde seccióntubular,Hb/sinθ,cm(mm)
(ii) Para el estado límite de aplastamiento local de la pared lateral, en las conexiones enToY
(K2-16)
P F tB Qn y eop fsin .θ η β= + 0 6 2 2
P F t Qn y fsin
.θ η β β= −( ) + −( )
2 0 52 1 4 1
P F t k Nn ysinθ = + 2 5
P t N H t EF Qn y fsin .
.
θ = + −( ) ( )1 6 1 3 320 5
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-199
PAR
TE
16
φ=0.75(LRFD) Ω=2.00(ASD)
(iii) Para el estado límite de aplastamiento local de la pared lateral en las conexiones encruz
(K2-17)
φ=0.90(LRFD) Ω=1.67(ASD)(d) Para el estado límite de plastificación local debido a distribución no uniforme de la carga
(K2-18)
φ=0.95(LRFD) Ω=1.58(ASD)
donde
(K2-19)
Este estado límite no necesita ser revisado cuando β <0.85
3c. Ramas con Cargas Axiales en las Conexiones en K con Excentricidad
ParalasconexionesenKconexcentricidad,laresistenciadisponibledelaramadebeser el menor valor obtenido de acuerdo con los estados límite de plastificación de la pared del cordón, fluencia por corte (punzonamiento), fluencia por corte y fluencia local debido a la distribución desbalanceada de carga. Además de los límites de aplicabilidad en la Sección K2-3a, se aplican los siguientes límites:
(1) Bb/B ≥ 0.1 +γ/50(2) Beff ≥ 0.35(3) ζ ≥ 0.5 (1 - βeff)(4) Excentricidad: g mayor o igual que la suma de los espesores de pared de las
ramas(5) ElvalormenorBb>0.63veceselmayorvalorBb
(a) Para el estado límite de plastificación de la pared del cordón
(K2-20)
φ=0.90(LRFD) Ω=1.67(ASD)
(b) Para el estado límite de fluencia por corte (punzonamiento)
(K2-21)
φ=0.95(LRFD) Ω=1.58(ASD)
P t H t EF Qn y fsin
.
θ = −( ) ( )48 330 5
P F t H b tn yb b b eoi b
= + − 2 2 4
b B t F t F t B Beoi y yb b b b
= ( ) ≤10
P F t Qn y eff fsin . .θ β γ=
2 0 59 8
P F tB Qn y eop fsin .θ η β β= + + 0 6 2
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-200 ESPECIFICACIONES
Enlaecuaciónanterior,elparámetrodepunzonamientoexteriorefectivoβeop=5β/γnodebeexcederdeβ.
Este estado límite no necesita ser verificado cuando Bb<(B-2t)olaramanoescuadrada.
(c) Para el estado límite de fluencia por corte del cordón en la excentricidad, la resistencia disponible debe ser verificada de acuerdo con la Sección G5. Este estado límite sólo debe ser verificado cuando el cordón no es cuadrado.
(d) Para el estado límite de fluencia local debido a la distribución desbalanceada de carga
(K2-22)
φ=0.95(LRFD) Ω=1.58(ASD)
donde
(K2-23)
Este estado límite necesita ser revisado solamente cuando la rama no es cuadrada o B/t<15.
3d. Ramas con Cargas Axiales en las Conexiones en K Traslapadas
ParalasconexionesenKtraslapadas,laresistenciadisponibledelaramadebeserde-terminada de acuerdo con los estados límite de fluencia local debido a la distribución desbalanceadadecarga,donde
φ=0.95(LRFD) Ω=1.58(ASD)
(a) Paralaramaquetraslapa,yparauntraslapemedidoconrespectoalalaquetraslapa (K2-24)
(b) Paralaramaquetraslapa,yparauntraslapemedidoconrespectoalalaquetraslapa (K2-25)
(c) Paralaramaquetraslapa,yparauntraslapemedidoconrespectoalalaquetraslapa
(K2-26)
donde
beoieselanchoefectivodelacaradelaramasoldadaalcordón
(K2-27)
beov eselanchoefectivodelacaradelaramasoldadaalariostratraslapada
[ ]2 4n yb b b b eoi bP F t H B b t= + + −
( )10eoi y yb b b bb B t F t F t B B = ≤
P F t O H t b bn ybi bi v bi bi eoi eov
= − + + ( / )( )50 2 4
P F t H t b bn ybi bi bi bi eoi eov
= − + + 2 4
P F t H t B bn ybi bi bi bi bi eov
= − + + 2 4
b B t F t F t B Beoi y ybi bi bi bi
= ≤10 / ( / ) ( ) / ( )
25 50% %≤ ≤Ov
50 80% %≤ ≤Ov
80 100% %≤ ≤Ov
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-201
PAR
TE
16
(K2-28)
Bbi =anchototaldelaramaquetraslapa,cm(mm)Bbj =anchototaldelaramaqueestraslapada,cm(mm)Fybi =tensión de fluencia mínima especificada del material de la rama que traslapa, kgf/cm2(MPa)Fybj =tensión de fluencia mínima especificada del material de la rama traslapada, kgf/cm2(MPa)Hbi =alturatotaldelaramaquetraslapa,cm(mm)tbi =espesordelaramaquetraslapa,cm(mm)tbj =espesordelaramaqueestraslapada,cm(mm)
Paralaramaqueestraslapada,PnnodebeexcederdePndelaramaquetraslapa,cal-culadautilizandolaEcuaciónK2-24,K2-25,oK2-26,segúncorresponda,multiplicadaporelfactor(Abj Fybj/Abi Fybi), donde:
Abi =áreabrutadelaramaquetraslapa,cm2(mm2)Abj =áreabrutadelaramaqueestraslapada,cm2(mm2)
3e. Soldaduras de las Ramas
Se debe considerar la no-uniformidad en la transferencia de carga a lo largo de la línea de la soldadura, debido a las diferencias en la flexibilidad relativa de las paredes de los tubosenconexionestubo-tubo,eneldimensionamientodetalessoldaduras.Estopuedeserconsideradoallimitarlalongituddesoldaduratotalefectiva,Le,desoldadurasdetope y de filete a tubos rectangulares como se menciona a continuación:
(a) En las conexiones en T, Y y en cruz:
(i) Cuandoθ ≤ 50°
(K2-29)
(ii) Cuandoθ>60°(K2-30)
SedebeutilizarinterpolaciónlinealparadeterminarLeparavaloresdeθ entre 50º y 60º.
(b) En las conexiones en K con excentricidad, alrededor de cada rama:
(i) Cuandoθ ≤ 50°
(K2-31)
(ii) Cuandoθ ≥ 60°
LH t
B te
b bb b
=−
+ −2 1 2
2 1 2( . )
sin( . )
θ
LH t
eb b=
−2 1 2( . )
sinθ
LH t
B te
b bb b
=−
+ −2 1 2
1 2( , )
sin( , )
θ
b B t F t F t Beov bj bj ybj bj ybi bi bi
= 10 / ( / ) ( ) / ( ) ≤≤ Bbi
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-202 ESPECIFICACIONES
(K2-32)
SedebeutilizarinterpolaciónlinealparadeterminarLeparavaloresde θ entre 50º y 60º.
EnvezdeutilizarlasdisposicionesanterioresenlasEcuacionesK2-29hastaK2-32,sepermite utilizar otros procedimientos analíticos y/o experimentales debidamente funda-mentados.
K3. CONEXIONES DE MOMENTO TUBO-TUBO
Las conexiones de momento tubo-tubo se definen como conexiones que consisten en unaodosramasqueestándirectamentesoldadasauncordóncontinuoquepasaatravésde la conexión, con la rama o ramas cargadas por momentos de flexión.
Una conexión debe ser clasificada como:
(a) UnaconexiónenTcuandoexiste sólouna ramayesperpendicular al cordón,y comounaconexiónenYcuandoexistesólounaramaperoquenoesperpendicular alcordón.(b) Unaconexiónencruzcuandoexisteunaramaencadalado(opuesto)delcordón.
Para efectos de esta Especificación, los ejes centrales de las ramas y del cordón deben caerenelmismoplanocomún.
1. Definición de Parámetros
B =anchototaldelmiembroprincipaldeseccióntuborectangular,medidoa 90º del plano de la conexión, cm (mm)Bb = ancho total de la rama de sección tubo rectangular, medido a 90º del planodelaconexión,cm(mm)D =diámetroexteriordelmiembroprincipaldeseccióntuboredondo,cm (mm)Db =diámetroexteriordelaramadeseccióntuboredondo,cm(mm)Fy = tensión de fluencia mínima especificada del material del miembro principaltubular,kgf/cm2(MPa)Fyb = tensión de fluencia mínima especificada del material de la rama tubular, kgf/cm2(MPa)Fu =tensión última mínima especificada del material del tubo, kgf/cm2(MPa)H =alturatotaldelmiembroprincipaldeseccióntuborectangular,medidaen elplanodelaconexión,cm(mm)Hb =alturatotaldelaramadeseccióntuborectangular,medidaenelplanode laconexión,cm(mm)t =espesordediseñodelapareddelmiembroprincipaltubular,cm(mm)tb =espesordediseñodelapareddelaramatubular,cm(mm)β =larazóndeancho;larazónentreeldiámetrodelaramaydelcordón =Db/Dparatubosredondos;larazónentreelanchototaldelaramaydel cordón=Bb/Bparatubosrectangularesγ =larazóndeesbeltezdelcordón;larazónentreeldiámetroyeldoble
LH t
B te
b bb b
=−
+ −2 1 2
1 2( . )
sin( . )
θ
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-203
PAR
TE
16
delespesordepared=D/2tparatubosredondos;larazónentreelancho yeldobledelespesordepared=B/2tparatubosrectangularesη = el parámetro de longitud de carga, aplicable solamente para tubos rectangulares;larazónentrelalongituddecontactodelaramaconel cordónenelplanodeconexiónyelanchodelcordón=N/B ,donde N= Hb/sinθ θ = ángulo agudo entre la rama y el cordón (º)
2. Criterio para Tubos Redondos
SedebeincorporarlainteraccióndelastensionesdebidasalascargasdelcordónylascargaslocalesdeconexióndelasramasatravésdelparámetrodeinteracciónQf.
CuandoelcordónestáentracciónQf=1
Cuandoelcordónestáencompresión
(K3-1)
dondeUeslarazóndeutilizacióndadopor
(K3-2)
yPr =resistenciaaxialrequeridaenelcordón,T(kN)Mr = resistencia de flexión requerida en el cordón, T-m (N-mm)Ag =áreabrutadelcordón,cm2(mm2)Fc =tensióndisponible,kgf/cm2(MPa)S =móduloelásticodelcordón,cm3(mm3)
Para diseño de acuerdo con la Sección B3.3 (LRFD):
Pr =Pu=resistenciaaxialrequeridaenelcordón,utilizandolascombinacio-nesdecargasLRFD,T(kN)
Mr =Mu = resistencia de flexión requerida en el cordón, utilizando las combi-nacionesdecargasLRFD,T-m(N-mm)
Fc =Fy,kgf/cm2(MPa)
Para diseño de acuerdo con la Sección B3.4 (ASD):
Pr =Pa=resistenciaaxialrequeridaenelcordón,utilizandolascombinaciones decargasASD,T(kN)Mr =Ma = resistencia de flexión requerida en el cordón, utilizando las combinacionesdecargasASD,T-m(N-mm)Fc =0.6Fy,kgf/cm2(MPa)
2a. Límites de Aplicación
Estas disposiciones son aplicables solamente cuando la configuración de la conexión se encuentra dentro de los siguientes límites:
r g c r cU P A F M SF= +
Q U Uf = − +( )1 0 0 3 1. .
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-204 ESPECIFICACIONES
(1) Ángulo de la rama: θ ≥ 30°(2) Esbeltez de la pared del cordón: razón entre el diámetro y el espesor de pared
menoroiguala50paralasconexionesenToY;menoroiguala40paraco-nexionesencruz
(3) Esbeltez de pared de ramas en tracción: razón entre el diámetro y el espesor de paredmenoroiguala50
(4) Esbeltez de pared de ramas en compresión: razón entre el diámetro y el espesor deparedmenoroiguala0.05E/Fy
(5) Razón de ancho: 0.2 ≤ Db/D≤ 1.0(6) Resistencia: Fy ≤ 3670 kgf/cm2(360MPa)paraelcordónylasramas(7) Ductilidad: Ey/Fu ≤ 0.8 para tubos
2b. Ramas con Momentos de Flexión en el Plano en las Conexiones en T, Y y Cruz
Laresistenciadediseño,φ Mn,ylaresistenciaadmisible,Mn / Ω, deben ser el menor valor obtenido de acuerdo con los estados límite de plastificación del cordón y fluencia porcorte(punzonamiento).
(a) Para el estado límite de plastificación del cordón
(K3-3)
φ=0.90 (LRFD) Ω=1.67(ASD)
(b) Para el estado límite de fluencia por corte (punzonamiento)
(K3-4)
φ=0.95 (LRFD) Ω=1.58(ASD)
Este estado límite no necesita ser verificado cuando β>(1-1γ)
2c. Ramas con Momentos de Flexión fuera del Plano en las Conexiones en T, Y y Cruz
Laresistenciadediseño,φ Mn,ylaresistenciaadmisible,Mn / Ω, deben ser el menor valor obtenido de acuerdo con los estados límite de plastificación del cordón y fluencia porcorte(punzonamiento).
(a) Para el estado límite de plastificación del cordón
(K3-5)
φ=0.90 (LRFD) Ω=1.67(ASD)(b) Para el estado límite de fluencia por corte (punzonamiento)
(K3-6)
φ=0.95 (LRFD) Ω=1.58(ASD)
M F t D Qn y b fsin . / ( . )θ β= −[ ]2 3 0 1 0 81
M F tDn y b= + 0 6 1 3 42 2. ( sin ) / sinθ θ
M F t D Qn y b fsin . ,θ γ β= 5 39 2 0 5
M F tD Qn y b fsin . ( sin ) / sinθ θ θ= + 0 6 3 42 2
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-205
PAR
TE
16
Este estado límite no necesita ser verificado cuando β>(1-1/γ).
2d. Ramas con Combinación de Momento de Flexión y Carga Axial en las Conexiones en T, Y y Cruz
Las conexiones sujetas a carga axial de rama, momento de flexión de rama en el plano yfueradelplano,ocualquiercombinacióndeestosefectosdecargadebensatisfacerlosiguiente:
Para diseño de acuerdo con la Sección B3.3 (LRFD):
(K3-7)donde
Pr =Pu=resistenciaaxialrequeridaenlarama,utilizandolascombinacionesde
cargasLRFD,T(kN)φP
n =resistenciadediseñoobtenidadelaSecciónK2.2b
Mr-ip
= resistencia de flexión en el plano requerida en la rama, utilizando las combinacionesdecargasLRFD,T-m(N-mm)φM
n-ip=resistenciadediseñoobtenidadelaSecciónK3.2b
Mr-op
=resistencia de flexión fuera del plano requerida en la rama, utilizando las combinacionesdecargasLRFD,T-m(N-mm)φM
n-op=resistenciadediseñoobtenidadelaSecciónK3.2c
Para diseño de acuerdo con la Sección B3.4 (ASD):
(K3-8)donde
Pr =Pa=resistenciaaxialrequeridaenlarama,utilizandolascombinaciones
decargasASD,T(kN)Pn / Ω = resistencia de diseño obtenida de la Sección K2.2bM
r-ip = resistencia de flexión en el plano requerida en la rama, utilizando las
combinacionesdecargasASD,T-m(N-mm)M
n-ip/ Ω = resistencia de diseño obtenida de la Sección K3.2b
Mr-op
= resistencia de flexión fuera del plano requerida en la rama, utilizando lascombinacionesdecargasASD,T-m(N-mm)M
n-op/ Ω = resistencia de diseño obtenida de la Sección K3.2c
3. Criterio para Tubos Rectangulares
SedebeincorporarlainteraccióndelastensionesdebidasalasfuerzasdelcordónylasfuerzaslocalesenlaconexióndelaramaenelparámetrodeinteracciónQf.
Cuando el cordón está en tracción: Qf=1
( / ( / )) ( / ( / )) ( / ( / )P P M M M Mr n r ip n ip r op n op
Ω Ω Ω+ +− − − −2 )) .≤ 1 0
( / ) ( / ) ( / ) .P P M M M Mr n r ip n ip r op n op
φ φ φ+ + ≤− − − −2 1 0
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-206 ESPECIFICACIONES
Cuando el cordón está en compresión:
(K3-9)
dondeUeslarazóndeutilizaciónentregadapor
(K3-10)
y
Pr =resistenciaaxialrequeridaenelcordón,T(kN)Mr = resistencia de flexión requerida en el cordón, T-m (N-mm)Ag =áreabrutadelcordón,cm2(mm2)Fc =tensióndisponible,kgf/cm2(MPa)S =móduloelásticodelcordón,cm3(mm3)
Para diseño de acuerdo con la Sección B3.3 (LRFD):
Pr =Pu=resistenciaaxialrequeridaenelcordón,utilizandolascombinaciones decargasLRFD,T(kN)Mr =Mu= resistencia de flexión requerida en el cordón, utilizando las combinacionesdecargasLRFD,T-m(N-mm)Fc =Fy,kgf/cm2(MPa)
Para diseño de acuerdo con la Sección B3.4 (ASD):
Pr =Pa=resistenciaaxialrequeridaenelcordón,utilizandolascombinaciones decargasASD,T(kN)Mr =Ma = resistencia de flexión requerida en el cordón, utilizando las combinacionesdecargasASD,T-m(N-mm)Fc =0.6Fy,kgf/cm2(MPa)
3a. Límites de Aplicación
El siguiente criterio es aplicable solamente cuando la configuración de la conexión se encuentra dentro de los siguientes límites:
(1) Ángulo de la rama es aproximadamente 90º(2) Esbeltez de la pared del cordón: razón entre el ancho total y el espesor de pared
menoroiguala35(3) Esbeltez de pared de ramas en tracción: razón entre el ancho total y el espesor de
paredmenoroiguala35(4) Esbeltez de pared de ramas en compresión: razón entre el ancho total y el espe-
sordeparedmenoroiguala ytambiénmenorque35(5) Razón de ancho: razón entre el ancho total de la rama y del cordón mayor o igual
a0.25(6) Razón de aspecto: 0.5 ≤ razón entre altura y ancho ≤ 2.0(7) Resistencia: Fy ≤ 3 670 kgf/cm2(360MPa)paraelcordónylasramas(8) Ductilidad: Fy /Fu ≤ 0.80 para tubos
r g c r cU P A F M SF= +
1 250 5
..
E Fyb( )
Q Uf
= − ≤1 3 0 4 1. . β
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-207
PAR
TE
16
(9) Aplican otros límites según criterios específicos
3b. Ramas con Momentos de Flexión en el Plano en las Conexiones en T, y Cruz
Laresistenciadediseño,φ Mn,ylaresistenciaadmisible,Mn / Ω, deben ser el menor valor obtenido de acuerdo a los estados límite de plastificación del cordón, fluencia local de la pared lateral y fluencia local debido a la distribución desbalanceada de carga.
(a) Para el estado límite de plastificación del cordón:
(K3-11)
φ=1.00 (LRFD) Ω=1.50(ASD)
Este estado límite no necesita ser verificado cuando β>0.85.
(b) Para el estado límite de fluencia local de la pared lateral:
(K3-12)
φ=1.00 (LRFD) Ω=1.50(ASD)
donde
Fy* =FyparaconexionesenT
Fy* =0.8Fyparaconexionesencruz
Este estado límite no necesita ser verificado cuando β>0.85.
(c) Para el estado límite de fluencia local debido a la distribución desbalanceada de carga:
(K3-13)
φ=0.95 (LRFD) Ω=1.58(ASD)
donde
beoi = (K3-14)Zb = módulo plástico de la rama en torno al eje de flexión, cm3(mm3)
Este estado límite no necesita ser verificado cuando β>0.85.
3c. Ramas con Momentos de Flexión fuera del Plano en las Conexiones en T, y en Cruz
Laresistenciadediseño,φ Mn,ylaresistenciaadmisible,Mn / Ω, deben ser el menor valor obtenido de acuerdo a los estados límite de plastificación de pared del cordón, fluencia local de la pared lateral, fluencia local debido a la distribución desbalanceada decargayfallapordistorsión.
M F t H Qn y b f
= + − + − 2 0 51 2 2 1 1( / ) / ( ) / ( ).η β η β
M F t H tn y b
= +0 5 5 2. ( )*
M F Z b B B H tn yb b eoi b b b b
= − − ( / )1
10 / ( / ) / ( )B t F t F t B By yb b b b
≤
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-208 ESPECIFICACIONES
(a) Para el estado límite de plastificación de pared del cordón:
(K3-15)
φ=1.00(LRFD) Ω=1.50(ASD)
Este estado límite no necesita ser verificado cuando β>0.85
(b) Para el estado límite de fluencia local de la pared lateral:
(K3-16)
φ=1.00(LRFD) Ω=1.50(ASD)
donde
Fy* =FyparaconexionesenT
Fy* = 0.8 Fyparaconexionesencruz
Este estado límite no necesita ser verificado cuando β<0.85
(c) Para el estado límite de fluencia local debido a la distribución desbalanceada de carga:
(K3-17)
φ=0.95(LRFD) Ω=1.58(ASD)
donde
beoi = (K3-18)Zb = módulo plástico de la rama en torno al eje de flexión, cm3(mm3)
Este estado límite no necesita ser verificado cuando β>0.85.
(d) Para el estado límite de falla por distorsión:
(K3-19)
φ=1.00(LRFD) Ω=1.50(ASD)
Este estado límite no necesita ser verificado para las conexiones en cruz o las conexiones enTsilafallapordistorsiónsepuedeprevenirdealgunamanera.
3d. Ramas con Combinación de Momento de Flexión y Carga Axial en las Conexiones en T y en Cruz
Las conexiones solicitadas a carga axial de rama, momento de flexión de rama en el pla-noyfueradelplano,ocualquiercombinacióndeestosefectosdecargadebensatisfacer
M F t H t BHt B Hn y b
= + +
20 5
( ).
M F Z b B B tn yb b eoi b b b
= − − 0 5 1 2 2. ( / )
M F t H BBn y b b
= + − + + − 2 0 50 5 1 1 2 1 1. ( ) / ( ) ( ) / ( )
.β β β β
Q
f
M F t B t H tn y b
= − +* ( )( )5
10 / ( / ) / ( )B t F t F t B By yb b b b
≤
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-209
PAR
TE
16
lo siguiente:
Para diseño de acuerdo con la Sección B3.3 (LRFD):
(K3-20)donde
Pr =Pu=resistenciaaxialrequeridaenlarama,utilizandolascombinaciones decargasLRFD,T(kN)φPn =resistenciadediseñoobtenidadelaSecciónK2.3bMr-tp=resistencia de flexión requerida en el plano requerida en la rama, utilizando lascombinacionesdecargasLRFD,T-m(N-mm)φMn-ip =resistenciadediseñoobtenidadelaSecciónK3.3bMr-op = resistencia de flexión requerida fuera del plano requerida en la rama, utilizandolascombinacionesdecargasLRFD,T-m(N-mm)φMn-op=resistenciadediseñoobtenidadelaSecciónK3.3c
Para diseño de acuerdo con la Sección B3.4 (ASD):
(K3-21)
donde
Pr =Pa=resistenciaaxialrequeridaenlarama,utilizandolascombinaciones decargasASD,T(kN)Pn / Ω = resistencia de diseño obtenida de la Sección K2.3bMr-ip=resistencia de flexión en el plano requerida en la rama, utilizando lascombinacionesdecargasASD,T-m(N-mm)Mn-ip/ Ω = resistencia de diseño obtenida de la Sección K3.3bMr-op = resistencia de flexión fuera del plano requerida en la rama, utilizandolascombinacionesdecargasASD,T-m(N-mm)Mn-op/Ω = resistencia de diseño obtenida de la Sección K3.3c
( / ) ( / ) ( / ) .P P M M M Mr n r ip n ip r op n op
ϕ ϕ ϕ+ + ≤− − − − 1 0
( / ( / )) ( / ( / )) ( / ( / )P P M M M Mr n r ip n ip r op n op
Ω Ω Ω+ +− − − −2 )) .≤ 1 0
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16-210 ESPECIFICACIONES
Este Capítulo entrega los requisitos para determinar el desempeño bajo condiciones de servicio.
El Capítulo se organiza como sigue:
L1. DisposicionesGeneralesL2. ContraflechaL3. DeformacionesL4. DesplazamientosLateralesRelativosL5. VibraciónL6. MovimientoInducidoporVientoL7. ExpansiónyContracciónL8. DeslizamientodeConexiones
L1. DISPOSICIONES GENERALES
El Estado Límite de Servicio es un estado en el cual el funcionamiento de una edifica-ción,suapariencia,mantenimiento,durabilidadycomodidaddesusocupantesseman-tienen controlados para una condición de uso normal. Los valores límite de comporta-mientoestructuralparacondicionesdeservicio(porejemplo,deformacionesmáximas,aceleraciones)debenserelegidosconladebidaatenciónalafunciónqueseesperaquelaestructurasatisfaga.Lacondicióndeserviciodebeserevaluadautilizandocombina-ciones de carga apropiadasparalosestados límitedeservicioestablecidos.
Nota: Información adicional sobre los estados límite de servicio, las cargas de servicio y lascombinacionesdecargaapropiadasparalosrequisitosdeservicioseencuentranenlaSEI/ASCEEstándar7,AnexoBysuComentario.Losrequisitosdedesempeñodeestecapítulo son consistentes con aquellos. Las cargas de servicio, como se estipulan de aquí enadelante,sonaquellasqueactúanenlaestructuraenuninstantearbitrarioeneltiempo.Esoes,lascombinacionesdecargaapropiadassuelensermenosseverasquelasdeASCE7, Sección 2.4, donde las combinaciones de carga para LRFD se aplican al estado límite resistenteúltimo.
L2. CONTRAFLECHA
Dondeseutilicencontraflechasparalograrunaposiciónycolocaciónapropiadadelaestructura, la magnitud, dirección y colocación de la contraflecha deben ser especifica-dasenlosplanosestructurales.
Nota:ElCode for Standard Practice for Steel Buildings and Bridgespresentacontra-flechas recomendadas.
CAPÍTULO L
DISEÑO PARA ESTADOS LÍMITE DE SERVICIO
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ESPECIFICACIONES 16-211
PAR
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L3. DEFORMACIONES
Lasdeformacionesenmiembrosysistemasestructuralesbajocombinacionesdecargaapropiadasnodebenafectarlacondición de serviciodelaestructura.
Nota:Lascondicionesquedeben ser consideradas incluyennivelacióndepisos, ali-neamiento de miembros estructurales, integridad de terminaciones del edificio, y otros factoresqueafectanelusonormalyfuncionamientode laestructura.Paramiembroscompuestos, las deformaciones adicionales del hormigón debido a retracción y fluencia lenta deberían ser consideradas.
L4. DESPLAZAMIENTOS LATERALES RELATIVOS
El desplazamiento lateral relativo o deriva de una estructura debe ser evaluado bajocargas de servicioparasatisfacerlacondición de servicioalaestructura,incluyendolaintegridaddetabiquesinterioresyrecubrimientosexteriores.Laderivabajocombina-ciones de cargaparalacondiciónderesistencianodebecausarchoqueconestructurasadyacentes o exceder los valores límite de dichos desplazamientos que pudieran estar especificados en el código de edificación vigente.
L5. VIBRACIÓN
Sedebeconsiderarelefectodevibraciónenlacomodidaddelosocupantesyelfun-cionamientodelaestructura.Lasfuentesdevibraciónquedebenserconsideradasin-cluyen cargas peatonales, vibración de maquinarias y otras fuentes identificadas para la estructura.
L6. MOVIMIENTO INDUCIDO POR VIENTO
Debeconsiderarseelefectodelmovimientoinducidoporvientoenlacomodidaddelosocupantes.
L7. DILATACIÓN Y CONTRACCIÓN
Debenserconsideradoslosefectosdelaexpansióntérmicaycontracciónporcambiosde temperatura en las edificaciones. Los daños en el recubrimiento de la edificación puedenocasionarpenetracióndeaguayconsecuentementecorrosión.
L.8 DESLIZAMIENTO EN LAS CONEXIONES
Cuando el deslizamiento en conexiones apernadas pueda causar deformaciones queafecten lacondición de serviciode laestructura, losefectosdeldeslizamientoen lasconexionesdebenserincluidoseneldiseño.Cuandoseaapropiado,laconexióndebeserdiseñadaparaevitareldeslizamiento.Paraeldiseñodeconexionesdedeslizamientocrítico ver las Secciones J3.8 y J3.9.
Nota:LaRCSCSpecification for Structural Joints Using ASTM A325 or A490 Bolts damásinformaciónsobredeslizamientoenlasconexiones.
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16-212 ESPECIFICACIONES
CAPÍTULO M
FABRICACIÓN, MONTAJE Y CONTROL DE CALIDAD
Este Capítulo entrega requisitos para los planos de taller, la fabricación, la pintura en taller, el montajeyelcontrol de calidad.
El capítulo se organiza como sigue:
M1. PlanosdeTalleryMontajeM2. FabricaciónM3. PinturaenTallerM4. MontajeM5. ControldeCalidad
M1. PLANOS DE TALLER Y DE MONTAJE
Losplanosdetallerdebenserpreparadosconanterioridadalafabricaciónyentregarlainformacióncompletanecesariaparalafabricacióndelaspartescomponentesdelaestructura,incluyendolaubicación,tipoytamañodelassoldadurasylospernos.Losplanosdemontajedebenserpreparadosconanterioridadalmontajeyentregarlainfor-maciónnecesariaparaelmontajedelaestructura.Losplanosdetallerymontajedebendistinguir claramente entre soldaduras y pernos de taller y terreno y deben identificar claramentelasconexionespretensadasyapernadasdealtaresistenciadedeslizamientocrítico. Los planos de taller y montaje deben ser hechos con la debida atención a la ve-locidad y economía en la fabricación y el montaje.
M2. FABRICACIÓN
1. Contraflecha, Curvado y Enderezado
Se permite la aplicación local de calor o medios mecánicos para introducir la contrafle-cha,curvaturaoenderezadocorrectos.Latemperaturadelasáreascalentadas,medidacon métodos aprobados, no debe exceder los 593 ºC (1,100ºF) para aceros A514/A514M y A852/A852M ni los 649 ºC (1,200 ºF) para otros aceros.
2. Corte térmico
LosbordesdeacerocortadostérmicamentedebencumplirlosrequisitosdeAWSD1.1,Secciones5.15.1.2,5.15.4.3y5.15.4.4conexcepcióndelosbordeslibrescortadostér-micamenteque estarán sujetos a esfuerzos calculadosde tracción estáticaquedebenquedarlibresdeirregularidades defondocurvomayoresa5mmycortesenVprofun-dosyagudos.Irregularidadesmásprofundasque5mmycortesdebensereliminadosporesmeriladooreparadosconsoldadura.
Lasesquinasentrantes,exceptuandoesquinasentrantesenlosextremos de las vigasylosagujerosdeaccesoparalasoldadura,debencumplir losrequisitosdeAWSD1.1,
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ESPECIFICACIONES 16-213
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Sección A5.16. Si se requiere especificar otro tipo de contorno, este se debe mostrar en losdocumentosdecontrato.
LosrecortesenlosextremosdelasvigasylosagujerosdeaccesoalasoldaduradebencumplirlosrequisitosgeométricosdelaSecciónJ1.6.Losrecortesenlosextremosdelasvigasylosagujerosdeaccesoparalasoldaduraenlasseccionesgalvanizadasdebenser esmerilados. Para perfiles con un espesor de ala que no excede 50 mm la rugosidad de las superficies cortadas térmicamente de los recortes de las vigas no deben ser ma-yores que el valor de rugosidad superficial de 2,000 μin (50μm) como se especifica en ASMEB46.1SurfaceTexture(Surface Roughness, Waviness and Lay).Paralosrecortesenlosextremosdelasvigasylosagujerosdeaccesoalasoldaduraenloscualeslapartecurvada del agujero de acceso es cortada térmicamente, en perfiles laminados en caliente ASTM A6/A6M con espesor de ala que excede 50 mm y perfiles soldados con espesor dematerialmayora50mm,debeaplicarseantesdelcortadotérmico,unatemperaturade precalentado no menor a 66 ºC (150 ºF). La superficie cortada térmicamente de los agujeros de acceso en perfiles laminados ASTM A6/A6M con espesor de ala mayor a 50 mmdebeseresmeriladaeinspeccionadaenbuscadegrietasmedianteinspecciónconpartículas magnéticas en concordancia con el estándar ASTM E709. Cualquier grieta es inaceptablesinimportareltamañoolaubicación.
Nota:Elejemplo3de laAWSSurfaceRoughnessGuideforOxygenCutting(AWSC4.1-177) puede ser usado como guía para evaluar la rugosidad superficial de recortesen perfiles con alas que no exceden los 50 mm de espesor.
3. Cepillado de los Bordes
No es necesario el cepillado o terminación de las planchas y los perfiles cortados térmi-camente, a menos que se mencione específicamente en los documentos de contrato, o se incluyaenunapreparacióndebordeestipuladaparasoldadura.
4. Construcción Soldada
Latécnica,lamanodeobra,laaparienciaylacalidaddelassoldaduras,ylosmétodosusadosparacorregirlostrabajosdefectuososdebenconcordarconAWSD1.1exceptolo modificado en la Sección J2.
5. Construcción Apernada
Las partes de miembros apernados deben ser conectadas o apernadas rígidamente du-ranteelensamble.Elusodeunpasadorenagujerosdepernosnodebealterarelmetalo agrandar los agujeros. La coincidencia deficiente de agujeros debe ser motivo de re-chazo.
LosagujerosparapernosdebencumplirconlasdisposicionesdeRCSCSpecification for Structural Joints Using ASTM A325 or A490 Bolts,Sección3.3exceptoquesepermitanagujeros para pernos cortados térmicamente con un perfil de rugosidad superficial que no exceda los 1,000 μin. (25 μm) como se define en ASME B46.1. Las irregularidades nodebenexcederunaprofundidadde2mm.
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16-214 ESPECIFICACIONES
Lasplanchasderellenocompletamenteinsertadas,conunespesortotaldenomásde6mmdentrodeunauniónsonpermitidasenunionessincambiarlaresistencia(basadoeneltipodeagujero)paraeldiseñodeconexiones.Laorientacióndedichasplanchasesindependientedeladireccióndeaplicacióndelacarga.
ElusodepernosdealtaresistenciadebecumplirlosrequisitosdeRCSCSpecification for Structural Joints Using ASTM A325 or A490 Bolts, excepto como se modifica en la SecciónJ3.
6. Uniones de Compresión
Las unionesdecompresiónquedependandelapoyodecontactocomopartedelempal-me de resistencia deben tener las superficies de contacto formadas por piezas fabricadas independientementepreparadasmediantecepillado,corteasierrauotrométodoapro-piado.
7. Tolerancias Dimensionales
LastoleranciasdimensionalesdebenestarenconcordanciaconelAISCCode of Stan-dard Practice for Steel Buildings and Bridges.
8. Terminación de las Bases de Columna
Lasbasesdelascolumnasylasplanchasdebasedebenserterminadasdeacuerdoconlos siguientes requisitos:
(1)Lasplanchasdecontactodeacerode50mmodemenorespesorsonpermitidassin cepillado, siempre que se logre una superficie de contacto satisfactoria. Las planchasdecontactodeaceromayoresde50mmperonosobre100mmdeespesorsepermitequeseanenderezadasconprensaso,sinosetienenprensas,mediante cepillado de las superficies de contacto (excepto como se destaca en los subpárrafos 2 y 3 de esta sección) para obtener una superficie de contacto satisfactoria.Planchasdecontactodeacerodesobre100mmdeespesordebenser cepilladas en las superficies de contacto (excepto como se destaca en los subpárrafos2y3deestasección).
(2) La superficie inferior de las planchas de contacto y las bases de columnaenqueseusamorteroparaasegurarcontactocompletoenfundacionesnonecesitansercepilladas.
(3) Las superficies superiores de planchas de contacto y las bases de columnanonecesitansercepilladascuandoseutilizanunionesconsoldaduradepenetracióncompletaentrelacolumnaylaplacadecontacto.
9. Agujeros para Barras de Anclaje
Losagujerosparalasbarrasdeanclaje,deacuerdoconlasdisposicionesdelaSecciónM2.2,puedensercortadostérmicamente.
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ESPECIFICACIONES 16-215
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10. Agujeros de Drenaje
CuandoesposiblequeseproduzcaacumulacióndeaguadentrodemiembrosHSSoca-jón,seadurantelaconstrucciónoduranteelservicio,elmiembrodebesersellado,dán-doseleunagujerodedrenajeenlabase,oprotegidomedianteotrosmediosapropiados.
11. Requisitos para Miembros Galvanizados
Losmiembrosopartesgalvanizadosdebenserdiseñadosyfabricadosparafacilitarelflujo y drenaje de los fluidos preservantes, el zinc y para prevenir la acumulación de presiónenlaspartescerradas.
Nota:Paraencontrarinformaciónútilsobreeldiseñoydetallamientodemiembrosgal-vanizadosconsultarThe Design of Products to be Hot-Dip Galvanized After Fabrica-tion, American Galvanizer’sAssociation,yASTMA123,A153,A384yA780.
M3. PINTURA DE TALLER
1. Requisitos Generales
La pintura de taller y la preparación de la superficie deben estar de acuerdo con las dis-posicionesdelAISCCode of Standard Practice for Steel Buildings and Bridges.
A menos que se especifique en los documentos de contrato, no se requiere pintura de taller.
2. Superficies Inaccesibles
Con excepción de las superficies de contacto, las superficies que queden inaccesibles luego del ensamblaje de taller deben ser limpiadas y pintadas antes del ensamblaje,cuando se exige en las especificaciones de diseño.
3. Superficies de Contacto
Sepermitepinturaenlasconexionesdecontacto.Paralasconexiones de deslizamiento crítico, los requisitos de la superficie de contacto deben estar de acuerdo con la RCSC Specification for Structural Joints Using ASTM A325 or A490 Bolts,Sección3.2.2(b).
4. Superficies Terminadas
Las superficies terminadas a máquina deben ser protegidas contra la corrosión por una cubiertaqueinhibaelóxido,laquepuedeserremovidaprevioalmontaje,amenosquesus características hagan innecesaria su remoción previo al montaje.
5. Superficies Adyacentes a Soldaduras en Terreno
A menos que esté especificado en los documentos de proyecto, superficies a menos de 50 mmdecualquierlugardelasoldaduraenelterrenodebenestarlibresdematerialesqueimpidanunasoldaduraadecuadaoqueproduzcangasesnocivosduranteelsoldado.
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16-216 ESPECIFICACIONES
M4. MONTAJE
1. Alineación de las Bases de Columna
Lasbasesdecolumnadebenestarniveladasyalaalturacorrectaencontactocompletocon el concreto o albañilería.
2. Arriostramientos
El esqueleto de las edificaciones de marcos de acero debe ser montado y aplomado den-tro de los límites definidos en el AISC Code of Standard Practice for Steel Buildings and Bridges.Losarriostramientostemporalesdebensercolocados,enconcordanciaconlosrequisitosdelCode of Standard Practice for Steel Buildings and Bridges,dondeseane-cesarioparasoportarlascargasalascualespuedaestarsujetalaestructura,incluyendosimultáneamenteequiposyoperación.Dichosarriostramientosdebendejarsecolocadostantotiempocomoseanecesarioparamantenerlascondicionesdeseguridad.
3. Alineación
Nosedebenllevaracabolaboresdeapernadoosoldaduraspermanenteshastaquelasporcionesdelaestructuraafectadasseencuentrencorrectamentealineadas.
4. Ajuste de las Uniones de Compresión y Planchas de Base
Se permite la falta de contacto entre las superficies que no excedan una separación de 2 mm,sinimportareltipodeempalmeutilizado(unión soldada de penetración parcialoapernada).Cuandolaseparaciónexcede2mm,peroesmenora6mm,ysedisponedeinvestigación de ingeniería que demuestra que no existe suficiente superficie de contac-to,laseparacióndebellenarseconplanchasdeaceroderellenodecarasparalelas.Estasplanchaspuedenserdeacerotemplado,sinimportarelgradodelmaterialprincipal.
5. Soldadura en Terreno
La pintura de taller en las superficies adyacentes a las uniones a ser soldadas en terreno debeserescobilladasiesnecesarioparaasegurarlacalidaddelasoldadura.
Lasoldaduraen terrenodepiezasunidasaelementos instalados insertosenconcretodebeserllevadaacabodetalformadeevitarexcesivaexpansióntérmicadelelementoinserto,loquepuedeproduciragrietamientodelconcretootensionesexcesivasenlosanclajesdelelementoinserto.
6. Pintura de Terreno
La responsabilidad por la pintura de retoque, limpieza y pintura de terreno debe serasignada de acuerdo a las prácticas locales aceptadas, y esta debe ser establecida explí-citamenteenlosdocumentosdediseño.
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ESPECIFICACIONES 16-217
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7. Conexiones en Terreno
Amedidaqueavanzaelmontaje,laestructuradebeserapernadaosoldadademaneraseguraparasoportarlascargasmuertas,devientoydemontaje.
M5. CONTROL DE CALIDAD
Elfabricantedebeproporcionarprocedimientosdecontrol de calidadenlamedidaqueloencuentrenecesarioparaasegurarqueeltrabajoselleveacabodeacuerdoconestaEspecificación. Adicional a los procedimientos de control de calidad del fabricante, los materialesylaejecuciónpuedenestarsujetosentodomomentoainspecciónporpartedelosinspectoresquerepresentenalcliente.Siestasinspeccionessellevaránacabo,estosedebeestablecerenlosdocumentosdeproyecto.
1. Cooperación
Mientrasseaposible,lainspecciónporpartedelosrepresentantesdelclientesedebeha-cerenlaplantadelfabricante.Elfabricantedebecooperarconelinspector,permitiendoelaccesoparalainspecciónatodosloslugaresdondeseesténrealizandotrabajos.Elinspectordelclientedebeprogramarsutrabajodemanerademinimizarlainterrupciónaltrabajodelfabricante.
2. Rechazos
El material o la ejecución que no están de acuerdo con las disposiciones de esta Especifi-caciónpuedenserrechazadosencualquiermomentodurantelaejecucióndeltrabajo.
Elfabricantedeberecibircopiasdetodoslosinformeselaboradosparaelclienteporpartedelaagenciadeinspección.
3. Inspección de Soldaduras
LainspeccióndesoldadurasdebeserrealizadadeacuerdoconlasdisposicionesdeAWSD1.1 excepto como se modifica en la Sección J2.
Cuandosenecesitequelainspecciónvisualsearealizadaporinspectoresdesoldaduracertificados por AWS, se debe especificar en los documentos de proyecto.
Cuandosenecesitenensayosnodestructivos,elproceso,rangoyestándaresdeacepta-ción deben ser claramente definidos en los documentos de proyecto.
4. Inspección de Conexiones de Deslizamiento Crítico con Pernos de Alta Resistencia
La inspección de conexiones de deslizamiento crítico con pernos de alta resistencia de-ben estar de acuerdo con las especificaciones de RCSC Specification for Structural Jo-ints Using ASTM A325 and A490 Bolts.
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16-218 ESPECIFICACIONES
5. Identificación del Acero
El fabricante debe estar capacitado para suministrar un método de identificación de ma-terial,quesepuedademostrarmedianteunprocedimientoescritoydeacuerdoconlaprácticaexistente,elcualdebepermanecervisible,a lomenoshasta laoperacióndeajustedelosprincipaleselementosestructuralesdecadapiezaquesedespache.
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ESPECIFICACIONES 16-219
PAR
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16
Eldiseñoporanálisis inelásticoesobjetodelasdisposicionessuplementariasdeesteanexo.
El anexo se organiza como sigue:1.1. DisposicionesGenerales1.2. Materiales1.3. RedistribucióndeMomento1.4. PandeoLocal1.5. EstabilidadyEfectosdeSegundoOrden1.6. ColumnasyOtrosMiembrosenCompresión1.7. VigasyOtrosMiembrosenFlexión1.8. MiembrosbajoFuerzasCombinadas1.9. Conexiones
1.1. DISPOSICIONES GENERALES
SepermiteelanálisisinelásticoparaeldiseñodeacuerdoconlasdisposicionesdelaSecciónB3.3(LRFD).Nosepermiteelanálisisinelásticodeacuerdoconlasdisposicio-nesdelaSecciónB3.4(ASD)exceptocomoseindicaenlaSección1.3.
1.2. MATERIALES
Miembrosqueexperimentenrotulaciónplásticadebentenerunesfuerzo de fluencia mí-nimo especificadoinferiora4574Kg/cm2(450MPa).
1.3. REDISTRIBUCIÓN DE MOMENTOS
Las vigas compuestas de sección compacta como se define en la Sección B.4 y que satisfacen los requisitosde longitudno arriostradade laSección1.7, incluyendo losmiembroscompuestos,puedenserdimensionadaspara0.9veceslosmomentosnegati-vosenlospuntosdeapoyo,producidosporlacarga gravitacionalcalculadamedianteunanálisis elástico, siempre que el máximo momento positivo sea amplificado 1.1 veces losmomentosnegativospromedio.Estareducciónnosepermiteparamomentospro-ducidosporcargaenvoladizosyparaeldiseñodeacuerdoconlasSecciones1.4a1.8deesteanexo.
Cuando el momento negativo es resistido por una columna unida rígidamente a la viga o “girder”, la reducción de 0.10 indicada en el párrafo precedente puede ser usada en el di-mensionamiento de la columna para la carga combinada de fuerza axial y flexión, siempre quelafuerzaaxialnoexceda0.15φc Fy Ag paraLRFDo0.15Fy Ag/ΩcparaASD
dondeAg=áreabrutadelmiembro,cm2(mm2)Fy=esfuerzo de fluencia mínimo especificadodelalaencompresión,Kg/cm2 (MPa)
ANEXO 1
ANÁLISIS INELÁSTICO Y DISEÑO
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16-220 ESPECIFICACIONES
φc= factor de resistenciaparacompresión=0.90Ωc =factor de seguridad paracompresión=1.67
1.4 PANDEO LOCAL
Lasalasyalmasdemiembrossujetosarotulaciónplásticabajoaccióncompuestadeflexión y compresión axial deben ser secciones compactas con razones ancho-espesor menores o iguales al límite λp definido en la Tabla B4.1 o como se modifica a continua-ción:
(a) Para las almas de los miembros de ala ancha y doble simetría y HSS rectangulares en flexión y compresión simultánea
(i) ParaPu/φb Py ≤ 0.125
(A-1-1)
(ii) ParaPu/φb P
y>0.125
(A-1-2)
dondeE =módulodeelasticidaddelacero=2040000Kg/cm2(200000MPa)Fy = esfuerzo de fluencia mínimo especificado en compresión, Kg(MPa)h = como se define en la Sección B4.2, cm (mm)Pu =resistenciaaxialencompresiónrequerida,Kg(N)Py = resistencia de fluencia del miembro, ton (N)tw =espesordelalma,cm(mm)φb = factor de resistencia para flexión = 0.9
(b)Paraalasdeseccionescajónrectangularesytubularesdeespesoruniformesolicita-das a flexión o compresión, planchas de refuerzoenlasalasyplanchas de diafragmaentre líneas de sujetadoresosoldaduras
(A-1-3)donde
b = como se define en la Sección B4.2, cm. (mm)t = como se define en la Sección B4.2, cm (mm)
(c) Para tubos circulares en flexión
(A-1-4)dondeD =diámetroexteriordelmiembroHSSredondo,cm.(mm)
2.75/ 3.76 1 u
wy b y
PEh t
F Pφ
≤ −
/ 1.12 2.33 1.49uw
y b y y
PE Eh t
F P Fφ
≤ − ≥
/ 0.94 / yb t E F≤
/ 0.045 / yD t E F≤
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ESPECIFICACIONES 16-221
PAR
TE
16
1.5. ESTABILIDAD Y EFECTOS DE SEGUNDO ORDEN
Lasvigascontinuasnosolicitadasporcargasaxialesyquenocontribuyena laesta-bilidaddelasestructurasdemarcospuedenserdiseñadassobrelabasedeunanálisis inelástico de primer ordenounanálisisdemecanismoplástico.
Los marcos arriostrados y los marcos de momentopuedenserdiseñadosenbaseaunanálisis inelástico de primer ordenounanálisisdemecanismoplásticosiemprequelaestabilidad y los efectos de segundo ordennoseantomadosencuenta.
Lasestructuraspuedenserdiseñadasenbaseaunanálisis inelástico desegundoor-den.Paralasvigas-columna,lasconexionesylosmiembrosconectados,lasresistencias requeridas debenserdeterminadasdeunanálisis inelásticodesegundoorden,dondeel equilibrio es obtenido en la geometría deformada, tomando en cuenta el cambio de rigidez debido a fluencia.
1. Marcos Arriostrados
Enmarcos arriostradosdiseñadosenbaseaunanálisis inelástico, lasriostrasdebenserdiseñadasparapermanecerelásticasbajolascargas de diseño.Laresistenciaaxialrequeridaparacolumnasyriostrasdecompresiónnodebeexcederφc (0.85Fy Ag),
donde φc=0.90(LRFD)
2. Marcos de Momento
Enmarcosdemomentodiseñadosenbaseaunanálisisinelástico,laresistenciaaxialrequeridadelascolumnasnodebeexcederφc(0.75Fy Ag),
donde φc=0.90(LRFD)
1.6. COLUMNAS Y OTROS MIEMBROS EN COMPRESIÓN
Adicionalmente a los límites fijados en las Secciones 1.5.1 y 1.5.2, la resistencia axial requeridadelascolumnasdiseñadasenbaseaunanálisis inelástico nodebeexcederlaresistenciadediseño,φcPn,determinadadeacuerdoconlasdisposicionesdelaSecciónE3.
Sepermiteeldiseñomedianteanálisis inelásticosilarazóndeesbeltezdelacolumna,L/r,noexcede ,
dondeL=longitudnoarriostradalateraldelmiembro,cm(mm)r=radiodegiro,cm(mm)
Nota: No se espera que un miembro bien proporcionado alcance este límite.
4.71 / yE F
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16-222 ESPECIFICACIONES
1.7. VIGAS Y OTROS MIEMBROS EN FLEXIÓN
Elmomentoresistenterequerido, Mu,devigasdiseñadasenbaseaunanálisis inelásticonodebeexcederelmomento de diseño,φMn,donde
Mn = Mp = Fy Z <1.6Fy S (A-1-6)
φ=0.90(LRFD)
Sepermiteeldiseñomedianteanálisis inelásticoparamiembroscompactossegúnsedefine en la Sección B4 y como se modifica en la Sección 1.4.
Lalongitud no arriostradalateral,Lb,delalaencompresiónadyacentealaubicacióndelarótula plásticanodebeexcederLpd, determinado como sigue:
(a) Para miembros doble T con simetría doble y simple con el ala en compresión mayor o igual que el ala en tracción cargados en el plano del alma:
(A-1-7)
dondeM1=menormomentoenelextremodelalongitudnoarriostradadelaviga,t-m (N-mm)M2=mayormomentoenelextremodelalongitudnoarriostradadelaviga,t-m (N-mm)ry=radiodegiroentornoalejemenor,cm(mm)(M1/M2)espositivocuandolosmomentosproducendoble curvaturaynegativoparacurvatura simple.
(b) Para barras rectangulares sólidas y vigas cajón simétricas:
(A-1-8)
No hay límite para Lbenmiembrosconseccióntransversalcircularocuadradaoparacualquier viga flectada en torno a su eje débil.
1.8. MIEMBROS BAJO FUERZAS COMBINADAS
Cuando se usa análisis inelástico en miembros simétricos sujetos a flexión y fuerza axial, seaplicanlasdisposicionesdelaSecciónH1.
Nosepermiteanálisis inelásticoparamiembrossujetosa torsiónypor torsiónyporcombinaciones de flexión, corte y/o fuerza axial.
1.9. CONEXIONES
Las conexiones adyacentesalaszonasderotulaciónplásticadelosmiembrosconecta-dos deben ser diseñadas con suficiente resistencia y ductilidad para soportar las fuerzasydeformacionesimpuestasporlascargas requeridas.
1
2
0.12 0.076pd yy
M EL r
M F
= +
1
2
0.17 0.10 0.10pd y yy y
M E EL r r
M F F
= + ≥
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ESPECIFICACIONES 16-223
PAR
TE
16
Este anexo entrega métodos para determinar si un sistema de techo posee suficiente resistencia yrigidezcomopararesistirempozamiento.
El anexo se organiza como sigue:2.1. Diseño Simplificado para Empozamiento2.2.DiseñoMejoradoparaEmpozamiento
2.1. DISEÑO SIMPLIFICADO PARA EMPOZAMIENTO
Elsistemadetechodebeserconsideradoestableparaempozamientoynoesnecesariamayor investigación si se cumplen las siguientes dos condiciones:
(A-2-1)
(A-2-2)
(A-2-2M)
donde
Lp =espaciamientoentrecolumnasendireccióndelaviga(largodelos miembrosprimarios),m(mm)Ls =espaciamientoentrecolumnasperpendicularaladireccióndelaviga
(largodelosmiembrossecundarios),m(mm)S =espaciamientodemiembrossecundarios,m(mm)Ip =momentodeinerciadelosmiembrosprimarios,cm4(mm4)Is =momentodeinerciadelosmiembrossecundarios,cm4(mm4)Id =momentodeinerciadelacubiertadeaceroapoyadaenmiembros secundarios,cm4porm(mm4porm)
ANEXO 2
DISEÑO PARA EMPOZAMIENTO
0.9 0.25p sC C+ ≤
( )4 625 10dI S −≥
43940 (S.I.)dI S≥
4
7
32
10s p
pp
L LC
I=
4504(S.I.)s p
pp
L LC
I=
4
7
32
10s
ss
S LC
I=
4504(S.I.)s
ss
S LC
I=
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-224 ESPECIFICACIONES
Paraenrejadosyviguetasdeacero,elmomentodeinerciaIsdebeserdisminuidoen15porcientocuandoseusaenlaecuaciónanterior.Unacubiertadeacerodebesercon-sideradaunmiembrosecundariocuandoessoportadadirectamentepor losmiembrosprimarios.
2.2. DISEÑO MEJORADO PARA EMPOZAMIENTO
SepermiteusarlasdisposicionesdadasmásabajocuandosenecesiteunadeterminaciónmásexactadelarigidezdelmarcoqueladadaenlaSección2.1.
Para miembros primarios, el índice de tensiones debe ser
(A-2-3)
Para miembros secundarios, el índice de esfuerzo debe ser
(A-2-4)
LimitesuperiordelaconstantedeFlexibilidadCp
Fig. A-2-1. Coeficiente de flexibilidad límite para los sistemas primarios.
0
0
0.8 yp
p
F fU
f
− =
0
0
0.8 ys
s
F fU
f
− =
Upper Limit of Flexibility Constant C.
Indi
ce d
e Te
ncio
nes
Up
0.1 0.2 0.4 0.5
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
C s=0
0.6 0.70.300
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
1.4
1.6
1.8
2.0
2.2
2.4
2.6
2.8
3.0
3.2
3.4
Indi
ced
eTe
ncio
nes
Up
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-225
PAR
TE
16
dondefo =esfuerzodebidoalacombinacióndecarga(D + R)D = cargamuertanominalR = carga nominaldebidoaaguaslluviasonieve,quecontribuyeexclusivamen tealempozamiento,Kg/m2(Mpa)
Para los marcos de los techos consistentes en miembros primarios y secundarios, larigidez combinada debe ser evaluada como sigue: ingresar a la Figura A-2-1 al nivel delatensióncalculadaUpdeterminadaparalavigaprimaria;moversehorizontalmentehastaelvalorcalculadoCsdelasvigassecundariasyluegohaciaabajohastalaescalade abscisas. La rigidez combinada del marco primario y secundario será suficiente para prevenir el empozamiento si la constante de flexibilidad leída de esta última escala es mayoralvalorCpcalculadoparaelmiembroprimariodado;delocontrario,esnecesa-rio un miembro primario o secundario más rígido, o una combinación de ambos.
UnprocedimientosimilardebeseguirusandolaFiguraA-2-2.
LimitesuperiordelaconstantedeFlexibilidadCs
Fig. A-2-2. Coeficiente de flexibilidad límite para los sistemas secundarios.
Upper Limit of Flexibility Constant C.
Indi
ce d
e Te
ncio
nes
Up
0.1 0.2 0.4 0.5 0.6 0.70.300
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
1.4
1.6
1.8
2.0
2.2
2.4
2.6
2.8
3.0
3.2
3.4
0.5
0.6
0.7
0.4
0.3
0.2
0.1
C p=0
Indi
ced
eTe
ncio
nes
Up
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-226 ESPECIFICACIONES
Paralosmarcosdelostechosconsistentesenunaseriedevigasapoyadassobremurosigualmente espaciadas, la rigidezdebe ser evaluadade la siguiente forma.Lasvigasse consideran como miembros secundarios apoyados en un miembro primario infinita-mente rígido. Para este caso, ingresar a la Figura A-2-2 con el índice de tensiones Uscalculado. El valor límite de Cs se determina por la intersección de una línea horizontal representandoelvalordeUsylacurvaparaCp=0.
Nota: Ladeformaciónporempozamientoaportadaporunacubiertademetalesusual-mente una parte tan pequeña de la flecha total por empozamientodeunpaneldetechoque es suficiente con simplemente limitar su momento de inercia (por metro de ancho (milímetro) de ancho normal a su luz) a 3940l4mm4/m.
Para marcos de techo consistentes en cubierta de metal entre vigas apoyadas en co-lumnas,larigidezdebeserevaluadadelasiguienteforma.EmplearlaFiguraA-2-1oA-2-2utilizandocomoCs la constante de flexibilidad para 1 m de la cubierta de techo (S=1.0).
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-227
PAR
TE
16
Este anexo se aplica a miembros y conexiones solicitados por cargas de alto ciclajedentro del rango de tensiones elásticas, de frecuencia y magnitud suficientes como para iniciar el agrietamiento y la falla progresiva, que definen el estado límite de fatiga.
El anexo se organiza como sigue:3.1. General3.2. CálculodelasTensionesMáximasylosRangosdeTensiones3.3. RangodeTensióndeDiseño3.4. PernosyPartesAtornilladas3.5. RequisitosEspecialesdeFabricaciónyMontaje
3.1. GENERAL
LasdisposicionesdeesteAnexoseaplicanalastensionescalculadasenbaseacargas de servicio.Latensiónmáximapermitidadebidoacargasnofactoradases0.66Fy.
El rango de tensión se define como la magnitud del cambio en tensión debido a la apli-caciónoremocióndelacargavivadeservicio.Enelcasodeinversióndetensiones,elrangodetensióndebesercalculadocomolasumanuméricadelasmáximastensionesrepetidasdetracciónycompresiónolasumanuméricadelasmáximastensionescortan-tesdedirecciónopuestaenelpuntodeinicioprobabledelagrietamiento.
En el caso de soldaduras de tope de penetración completa, el rango máximo de las tensiones de diseñocalculadosegúnlaEcuaciónA-3-1seaplicasóloalassoldadurascuyasolidezinternacumplalosrequisitosdeaceptacióndelaSección6.12.2ó6.13.2deAWSD1.1.
Noserequierelaevaluacióndelaresistenciaa fatiga cuandoelrangodetensionesdelacargavivaesmenorqueladelumbraldefatigadelrangodetensiones,FTH.VerTablaA-3.1
Noserequiereevaluacióndelaresistenciaafatigacuandoelnúmerodeciclosdeapli-cacióndecargavivaesmenosque20000.
La resistencia a carga cíclica determinada por las disposiciones de este Anexo se aplica sóloalasestructurasconprotecciónadecuadaalacorrosiónosometidasaatmósferaslevementecorrosivas,comolascondicionesatmosféricasnormales.
La resistencia a carga cíclica determinada por las disposiciones de este Anexo se aplica sólo a las estructuras expuestas a temperaturas que no superen los 150 ºC (300 ºF).
El ingeniero estructural responsable del proyecto debe entregar un detalle completoincluyendo el tamaño de las soldaduras o bien especificar la vida cíclica programada y elrangomáximodemomentos,cortesyreaccionesparalasconexiones.
ANEXO 3
DISEÑO PARA FATIGA
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-228 ESPECIFICACIONES
3.2. CÁLCULO DE LAS TENSIONES MÁXIMAS Y LOS RANGOS DE TENSIONES
Lastensionesdebencalcularsebasadasenunanálisis elástico.Lastensionesnodebenser amplificadas por factores de concentración de tensionesdebidoadiscontinuidadesgeométricas.
Paralospernosylasbarrasconhilosujetasatracciónaxial, lastensionescalculadasdebenincluirlosefectosdelaacción de palanca,siloshay.Enelcasodetensiónaxialcombinada con flexión, las tensiones máximas, de cada tipo, deben ser aquellas determi-nadosparalascombinacionessimultáneasdelacargaaplicada.
Paralosmiembrosdeseccióntransversalsimétrica,lossujetadoresylassoldadurasde-benestardispuestossimétricamenteentornoalejedelmiembro,olastensionestotales,incluidasaquellasdebidoalaexcentricidad,debenserincluidasenelcálculodelrangodetensiones.
Paralosánguloscargadosaxialmente,enloscualeselcentrodegravedaddelasoldadu-ra de la conexión está entre la línea del centro de gravedad de la sección transversal del ánguloyelcentrodelalaconectada,losefectosdeexcentricidadpuedenserignorados.Cuandoelcentrodegravedaddelassoldadurasdeconexiónestáfueradeestazona,lastensiones totales, incluidasaquellasdebidoa laexcentricidad en la unión, deben serincluidasenelcálculoderangodetensiones.
3.3. RANGO DE TENSIONES DE DISEÑO
Elrangodetensiones para cargas de servicionodebeexcederelrangodetensionesdediseñocalculadodelasiguienteforma.
(a) Para categorías de tensión A, B, B’, C, D, E y E’ el rango de tensión de diseño, F
SR,debeserdeterminadoporlaEcuaciónA-3-1oA-3.1M.
(A-3-1)
(A-3-1M)
dondeF
SR =rangodetensióndediseño,Kg/cm2(MPa)
Cf = constante de la Tabla A-3.1 para la categoríaN = número de fluctuaciones del rango de tensión en la vida de diseño = número de fluctuaciones del rango de tensión por día × 365 × años de vida dediseñoF
TH =fatigaumbraldelrangodetensiones,máximorangodetensiónparavida
de diseño indefinida de Tabla A-3.1, Kg/cm2(MPa)
0.333329
(S.I.)fSR TH
CF F
N
× = ≥
FCN
FSRf
TH=
≥0 333.
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-229
PAR
TE
16
(b) Para categoría de tensión F, el rango de tensión de diseño, FSR
,debeserdeterminadoporlaEcuaciónA-3-2oA-3-2M.
(A-3-2)
(A-3-2M)
(c) Para elementos placa cargados en tracción, conectados en sus extremos porseccionescruciformes,T,odetallesdeesquinaconsoldaduraderanuradepenetra-cióncompleta(CJP),soldaduraderanuradepenetraciónparcial(PJP),soldadurasde filete, o combinaciones de estas, transversales a la dirección de la tensión, el rangodetensióndediseñoenlaseccióntransversaldelelementoplacaalpiedelasoldadura debe ser determinado como sigue:
(i) Basado en inicio de la grieta desde el pie de la soldadura en el elemento placacargadoentracción,elrangodetensióndediseño,F
SR,debeserdeterminadoporla
Ecuación A-3-3 o A-3-3M, para categoría de tensión C lo que es igual a:
(A-3-3)
(A-3-3M)
(ii) Basado en inicio de la grieta desde la raíz de la soldadura, el rango de tensión dediseño,F
SR,enelelementoplacacargadoentracciónusandosoldaduradera-
nura PJP transversal con o sin refuerzo, o soldaduras de filete en el contorno, el rangodetensióndediseñodelaseccióntransversalalpiedelasoldaduradebeserdeterminado por la Ecuación A-3-4 o A-3-4M, categoría de tensión C’ como sigue:
(A-3-4)
(A-3-4M)
0.167411 10(S.I.)f
SR TH
CF F
N
× ×= ≥
0.3331114.4 1068.9 (S.I.)SRF
N
×= ≥
FCN
FSRf
TH=
≥0 167.
FNSR =×
≥44 10 10
8 0 333.
F RNSR PJP= ×
44 108 0 333.
F RNSR PJP= ×
14 4 1011 0 333.
.0.3331114.4 1068.9 (S.I.)SRF
N
×= ≥
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-230 ESPECIFICACIONES
dondeRPJPeselfactordereducciónporsoldaduraPJPtransversalreforzadaonorefor-zada determinado de la siguiente forma:
SiRPJP = 1.0, usar categoría de tensión C2a = el largo de la cara raíz no soldada en la dirección del espesor de la placa cargadaentracción,m(mm)w = el tamaño del filete de refuerzo o contorno, si lo hay, en la dirección del espesordelaplacacargadaentracción,m(mm)tp =espesordelaplacacargadaentracción,m(mm)
(iii) Basado en inicio del agrietamiento desde las raíces de un par de soldaduras de filete transversalesenladosopuestosdeunelementoplacacargadoentracción,elrango
detensióndediseño,FSR
,enlaseccióntransversalalpiedelassoldadurasdebeserdeterminado por la Ecuación A-3-5 o A-3-5M, categoría de tensión C’’ como sigue:
(A-3-5)
(A-3-5M)
dondeRFIL eselfactordereducciónparaunionesqueusensólounpardesoldadurasdefilete.
0.167
21.12 1.01 1.24
1.0 (S.I.)p p
PJPp
a wt t
Rt
− + = ≤
0.3331114.4 10(S.I.)SR FILF R
N
×=
F RNSR FIL=×
44 108 0 333.
Rw t
tFILp
p
=+ ( )
≤
0 06 0 721 00 167
. . /..
R
at
wt
tPJPp p
p
=−
+
0 65 0 59 2 0 72
0 167
. . .
.
≤1 0.
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-231
PAR
TE
16
SiRFIL = 1.0, usar categoría de tensión C.
3.4. PERNOS Y PARTES ROSCADAS
Elrangodetensiones de diseño para cargas de servicionodebeexcederelrangodeten-sionescalculadodelasiguienteforma.(a)Paraconexiones fijadas mecánicamente cargadas en corte, el rango de tensión máximo
enelmaterialconectadobajocargasdeservicionodebeexcederelrango de tensión de diseñocalculadousandolaEcuaciónA-3-1dondeCfyFTHsonobtenidosdelaSección2delaTablaA-3-1.
(b) Parapernosdealtaresistencia,pernoscomunesypasadoresdeanclajeatornilladoscontuercascortadas,esmeriladasoplegadas,elrangodetensióndetracciónmáximoeneláreanetadetraccióndebidoalacargaaxialymomentoaplicadosmáslacargadebidoala acción de palanca nodebeexcederelrangodetensióndediseñocalcula-dousandolaEcuaciónA-3-1oA-3-1M.ElfactorCf debe ser tomado como 3.9×108
(como para una categoría de tensión E’). El tensión umbral, FTH ,debesertomadocomo492Kg/cm2(48 MPa) (como para una categoría de tensión D). El área neta de tracciónestádadaporlaEcuaciónA-3-6yA-3-6M.
(A-3-6)
(A-3-6M)
dondeP=paso, pulg. porhilo(mmporhilo)db=diámetronominal(diámetrodelcuerpoovástago),pulg.(mm)n =hilosporpulg.(hilospormm)
Paraunionesen lascualeselmaterialdentrodelagarre essóloaceroy loscualessontraccionadossegúnlosrequisitosdelaTablaJ3.1oJ3.1M,sepermitiráunanálisisdelarigidezrelativaentrelaspartesconectadasylospernosparadeterminarelrangodeten-sionesdetracciónenlospernospretensionadosdebidoalacargavivatotaldeservicioymomentomáslosefectosdecualquieraccióndepalanca.Alternativamente,elrangodetensiónenlospernospuedesersupuestoigualalatensióneneláreanetadetraccióndebi-daaun20porcientodelvalorabsolutodelacargaaxialyelmomentodebidoalaaccióndelacargadeservicio,cargasmuertas,cargasvivasyotras.
20.9743
4t bA dn
π = −
( )20.9382 (S.I.)
4t bA d Pπ= −
Rw t
tFIL
p
p
=+
≤
0 10 1 241 0
0 167
. . ( / ).
.(S.I.)
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-232 ESPECIFICACIONES
3.5. REQUISITOS ESPECIALES DE FABRICACIÓN Y MONTAJE
Sepermitequelasbarraslongitudinalesderespaldopermanezcanensusitio,ysiseusan,debensercontinuas.Enelcasodeunioneslargas,cuandoesnecesarioempalmar,labarra,estadebeserunidaconunionesdetopedepenetracióncompletayelrefuerzoesmeriladoantesdelensamblajeenlajunta.
Enjuntastransversalessolicitadasatracción,lasbarrasderespaldo,deserusadas,debenserremovidasylauniónrebajadaysoldadanuevamente.
EnunionestransversalesdeesquinayTdepenetracióncompleta,unasoldadura de filete,detamañonomenora6mmdebeseragregadaenlasesquinasre-entrantes.
La rugosidad superficial de bordes cortados a llama, solicitados a rangos de tensióndetracción cíclicos significativos no debe exceder 25 μm, donde la referencia estándar es la ASMEB46.1.
Lasesquinasre-entrantesencortes,rebajesyagujerosdeaccesosparasoldaduradebentenerunradionomenora10mmporpretaladradoopreperforadoyescariadodeunagujero,oporcorteallamaparaformarelradiodelcorte.Cuandolaporciónderadioes formada por corte a llama, la superficie cortada debe ser esmerilada para lograr una superficie metálica brillante.
Paralasunionesdetopetransversalesenregionesdetensióndetracciónalta,debenusar-selengüetasparacontribuiraescalonarlaterminacióndelasoldadurafueradelauniónterminada.Nosedebenusarelementosdecontenciónenlosextremos.Laslengüetasdebenserremovidasylasoldaduraterminadaalineadaconelbordedelmiembro.
Los requisitos de los remates de las soldaduras de filete sujetas a cargas de serviciocíclicas se dan en la Sección J2.2b.
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-233
PAR
TE
16
TABLA A-3.1
Parámetros de Diseño para Fatiga
SECCIÓN 1 - MATERIAL PURO ALEJADO DE CUALQUIER SOLDADURA
1.1 Metal base, excepto acero de alta resistencia no cubierto, con su-perficie laminada o limpia. Bordes cortados térmicamente con dureza superficial de 1000 μin. (25 μm) o menor, pero sin esquinas entrantes.
A 250 x 108 1686(165)
Alejado de toda soldadura o conexión estructural.
1.2 Metal base de acero de alta resistencia no recubierto con su-perficie laminada o limpia. Bordes cortados térmicamente con dureza superficial de 1000 μin. (25 μm) o menor, pero sin esquinas entrantes.
B 120 x 108 1125(110)
Alejado de toda soldadura o conexión estructural.
1.3 Miembros con agujeros taladra-dos o escariados. Miembros con es-quinas entrantes en rebajes, cortes, obstrucciones o discontinuidades geométricas hechas de acuerdo a los requerimientos del Anexo 3.5, excepto agujeros de acceso para soldadura.
B 120 x 108 1125(110)
En un borde externo o en el perímetro del agujero.
1.4 Secciones transversales lami-nadas con agujeros de acceso para soldadura hechos de acuerdo a los requerimientos de la Sección J1.6 y Anexo 3.5. Miembros con agu-jeros taladrados o escariados que contengan pernos para unir arrios-tramiento liviano donde hay una componente longitudinal pequeña de la fuerza en la riostra.
C 44 x 108 702(69)
En la esquina entrante del agujero de acceso para sol-dadura o en cualquier agujero pequeño (puede contener perno para conexiones me-nores)
SECCIÓN 2 - MATERIAL CONECTADO EN UNIONES SUJETAS MECÁNICAMENTE
2.1 Área bruta del metal base en juntas de traslape conectadas con pernos de alta resistencia en unio-nes que satisfacen todos los requeri-mientos para conexiones de desliza-miento crítico.
B 120 x 108 1125(110)
A través del área bruta cerca-na al aguero.
2.2 Metal base en el área neta de uniones apernadas de alta resistencia diseñadas en base a resistencia de contacto, pero fabricadas e instaladas conforme a los requerimientos para conexiones de desplazamiento crítico.
B 120 x 108 1125(110)
En área neta originándose en el lado del agujero.
2.3 Metal base en el área neta de otras uniones conectadas mecáni-camente excepto barras y placas de pasador.
D 20 x 108 490(48)
En área neta originándose en el lado del agujero.
2.4 Metal base en el área neta de ca-bezas de barras o placas de pasador.
E 11 x 108 316(31)
En área neta originándose en el lado del agujero.
DescripciónCategoría
de Tensión
Constante Cf
Umbral FTH
Punto de Potencial Inicio de Fractura
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-234 ESPECIFICACIONES
TABLA A-3.1 (cont.)
Parámetros de Diseño para Fatiga
Ejemplos Típicos Ilustrativos
SECCIÓN 1 - MATERIAL PURO ALEJADO DE CUALQUIER SOLDADURA
1.1 y 1.2
1.3
1.4
SECCIÓN 2 - MATERIAL CONECTADO EN UNIONES SUJETAS MECÁNICAMENTE
2.1
2.2
2.3
2.4
(a)
(a)
(a)
(a)
(a)
(a)
(a) (b)
(b)
(b)
(b)
(b)
(b)
(b)
(c)
(c)
(c)
(c)
Vista con la placa de
cubierta retirada
Vista con la placa de
cubierta retirada
(a)
(a)
(a)
(a)
(a)
(a)
(a) (b)
(b)
(b)
(b)
(b)
(b)
(b)
(c)
(c)
(c)
(c)
Vista con la placa de
cubierta retirada
Vista con la placa de
cubierta retirada
(a)
(a)
(a)
(a)
(a)
(a)
(a) (b)
(b)
(b)
(b)
(b)
(b)
(b)
(c)
(c)
(c)
(c)
Vista con la placa de
cubierta retirada
Vista con la placa de
cubierta retirada
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-235
PAR
TE
16
TABLA A-3.1 (cont.)
Parámetros de Diseño para Fatiga
SECCIÓN 3 - UNIONES SOLDADAS QUE UNEN COMPONENTES DE PERFILES SOLDADOS
3.1 Metal base y metal de soldadura en miembros sin piezas unidas de placas o perfiles conectados por sol-daduras longitudinales de penetración completa, rebajadas y soldadas nue-vamente desde el segundo costado, o por soldaduras de filete continuas.
B 120 x 108 1125(110)
Desde la superficie o discon-tinuidades internas en la sol-dadura alejada del extremo de soldadura.
3.2 Metal base y metal de soldadu-ra en miembros sin piezas unidas de placas o perfiles conectados por soldaduras longitudinales de pene-tración completa sin remoción de las barras de soporte, o por soldadura de filete de penetración parcial.
B’ 61 x 108 843(83)
Desde la superficie o discon-tinuidades internas en la sol-dadura, incluyendo soldadura que une barras de soporte.
3.3 Metal base y terminación de metal de soldadura de soldaduras longitudinales en agujeros de ac-ceso para soldadura en miembros armados conectados.
D 22 x 108 492(48)
Desde la terminación de la sol-dadura hacia dentro del alma o ala.
3.4 Metal base en extremos de seg-mentos longitudinales intermitentes de soldadura de filete.
E 11 x 108 316(31)
En el material conectado los lugares de inicio y fin de cual-quier depósito de soldadura.
3.5 Metal base en extremos de pla-cas de cubierta con soldadura de longitud parcial más estrecha que el ala con extremos cuadrados o afilados, con o sin soldaduras cru-zando los extremos de las placas de cubierta más anchas que el ala con soldaduras cruzando los extremos.Espesor del ala ≤ 0.8 cm (20 mm)
Espesor del ala > 0.8 cm (20 mm)
En el ala al pie de la soldadu-ra de extremo o en el ala al término de soldadura longitu-dinal o en el borde del ala con placas de cubierta anchas.
3.6 Metal base en extremos de placas de cubierta con soldadura de longitud parcial más anchas que el ala sin soldaduras cruzando los extremos.
E 3.9 x 108 183(18)
En el borde el ala en el extre-mo de la soldadura de placa de cubierta.
SECCIÓN 4 - CONEXIONES DE EXTREMO CON SOLDADURA LONGITUDINAL DE FILETE
4.1 Metal base en empalme de miembros cargados axialmente con conexiones de extremo soldadas longitudinalmente. Las soldaduras deben ser en cada lado del eje del miembro para balancear las tensio-nes en la soldadura.t ≤ 20 mm
t > 20 mm
E
E´
11 x 108
3.9 x 108
316(31)183(18)
Iniciándose desde el extremo de cualquier terminación de soldadura extendiéndose ha-cia el metal base.
DescripciónCategoría
de Tensión
Constante Cf
Umbral FTH
Punto de Potencial Inicio de Fractura
E´ 3.9 x 108183 (18)
E 11 x 108316 (31)
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-236 ESPECIFICACIONES
TABLA A-3.1 (cont.)
Parámetros de Diseño para Fatiga
Ejemplos Típicos Ilustrativos
SECCIÓN 3 - UNIONES SOLDADAS QUE UNEN COMPONENTES DE PERFILES SOLDADOS
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
3.6
SECCIÓN 4 - CONEXIONES DE EXTREMO CON SOLDADURA LONGITUDINAL DE FILETE
4.1
CJP
CJP
Sin Soldadura Típica
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-237
PAR
TE
16
TABLA A-3.1 (cont.)
Parámetros de Diseño para Fatiga
SECCIÓN 5 - UNIONES SOLDADAS TRANSVERSALES A LA DIRECCIÓN DE TENSIONES
5.1 Metal base y metal de soldadu-ra en o adyacente a empalmes con soldadura de penetración completa en secciones transversales lami-nadas o soldadas con soldaduras esmeriladas esencialmente parale-las a la dirección de la tensión.
B 120 x 108 1125(110)
Desde discontinuidades inter-nas en metal de relleno o a lo largo del límite de fusión.
5.2 Metal base y metal de soldadura en o adyacente a empalmes con sol-dadura de penetración completa con soldaduras esmeriladas esencialmente paralelas a la dirección de la tensión en transiciones en espesor o ancho hechas en una razón no mayor a 8 a 20%.Fy< 620 MPa
Fy ≤ 620 MPa
B
B¨
120 x 108
61 x 108
1125(110)843(83)
Desde discontinuidades inter-nas en metal de relleno o a lo largo del límite de fusión o al inicio de la transición cuando Fy ≥ 90 ksi (620 MPa)
5.3 Metal base con Fy mayor o igual a 90 ksi (200 MPa) y metal de solda-dura en o adyacente a empalmes con soldadura de penetración completa con soldaduras esmeriladas esen-cialmente paralelas a la dirección de la tensión en transiciones en ancho hechas en un radio no menor a 2 ft (600 mm) con el punto de tangencia en el extremo de la soldadura.
B 120 x 108 1125(110)
Desde discontinuidades inter-nas en el metal de relleno o discontinuidades a lo largo del límite de fusión.
5.4 Metal base y metal de soldadura en o adyacente al pie de uniones T o esquina de penetración completa o empalmes, con o sin transiciones en espesor con razones no mayores a 8 a 20%, cuando el refuerzo de soldadura no es removido.
C 44 x 108 702(69)
Desde la discontinuidad su-perficial al pie de soldadura extendiéndose hacia el metal base o a lo largo del límite de fusión.
5.5 Metal base y metal de soldadu-ra en conexiones transversales de extremos de elementos tipo placa cargados en tracción usando uniones de tope de penetración parcial T o de esquina, con filetes de refuerzo o con-torno, Fsr debe ser el menor entre el rango de tensión del agrietamiento de pie tope o el agrietamiento de raíz.
- Grieta iniciándose desde pie de soldadura.- Grieta iniciándose desde raíz de sol-dadura.
C
C’
44 x 108
EqnA - 3 - 4 óA - 3 - 4 M
702(69)
No aplica
Iniciándose de discontinuidad geométrica al pie de solda-dura extendiéndose hacia el metal base o iniciándose en la raiz de soldadura sujeta a tracción extendiéndose hacia arriba y luego hacia afuera a través de la soldadura.
DescripciónCategoría
de Tensión
Constante Cf
Umbral FTH
Punto de Potencial Inicio de Fractura
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-238 ESPECIFICACIONES
TABLA A-3.1 (cont.)
Parámetros de Diseño para Fatiga
Ejemplos Típicos Ilustrativos
SECCIÓN 5 - UNIONES SOLDADAS TRANSVERSALES A LA DIRECCIÓN DE TENSIONES
5.1
5.2
5.3.
5.4.
5.5.
CJP
CJP
CJPCJP
CJP
CJP
CJP
CJP CJP
CJP
CJP CJP
PJP PJP
CJP
CJP
CJP
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-239
PAR
TE
16
TABLA A-3.1 (cont.)
Parámetros de Diseño para Fatiga
SECCIÓN 5 - UNIONES SOLDADAS TRANSVERSALES A LA DIRECCIÓN DE TENSIONES
5.6 Metal base y metal de relleno en conexiones transversales de extremo de elementos tipo placa cargados en tracción usando un par de soldaduras de filete en lados opuestos de la placa. Fsr debe ser el menor entre el rango de tensión del agrietamiento de pie tope o del agrietamiento de raíz.- Grieta iniciándose desde pie de soldadura.- Grieta iniciándose desde raíz de soldadura.
C
C’’
44 x 108
EqnA - 3 - 5 óA - 3 - 5 M
702(69)
No aplica
Iniciándose desde discontinui-dad geométrica al pie de sol-dadura extendiéndose hacia el metal base o iniciándose en la raíz de soldadura sujeta a tracción extendiéndose hacia arriba y luego hacia afuera a través de la soldadura.
5.7 Metal base de elementos tipo placa cargados en tracción y en almas o alas de girders o vigas laminadas al pie de soldaduras transversales de filete adyacentes a atiesadores transversales soldados.
C 44 x 108 702(69)
De discontinuidades geométri-cas al pie del filete extendién-dose hacia el metal base.
SECCIÓN 6 – METAL BASE EN CONEXIONES SOLDADAS DE MIEMBROS TRANSVERSALES
6.1 Metal base en detalles conecta-dos por soldaduras de penetración competa sujetos solo a carga lon-gitudinal cuando el detalle abarca un radio de transición, R, con la terminación de soldadura esmeri-lada suave.
R ≥ 24 in. (600 mm)
24 in. > R ≥ 6in.(600 mm > R ≥ 150 mm)6 in. > R ≥ 2 in.(150 mm > R ≥ 50 mm)2 in. (50 mm) > R
B
C
D
E
120 x 108
44 x 108
22 x 108
11 x 108
1125(110)702(69)
492(48)316(31)
Cercano al punto de tangen-cia del radio en el borde del miembro.
DescripciónCategoría
de Tensión
Constante Cf
Umbral FTH
Punto de Potencial Inicio de Fractura
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-240 ESPECIFICACIONES
TABLA A-3.1 (cont.)
Parámetros de Diseño para Fatiga
Ejemplos Típicos Ilustrativos
SECCIÓN 5 - UNIONES SOLDADAS TRANSVERSALES A LA DIRECCIÓN DE TENSIONES
5.6
5.7
SECCIÓN 6 – METAL BASE EN CONEXIONES SOLDADAS DE MIEMBROS TRANSVERSALES
6.1
t inmaterial → C
CJPCJP
( a ) ( b ) ( c )
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-241
PAR
TE
16
TABLA A-3.1 (cont.)
Parámetros de Diseño para Fatiga
SECCIÓN 6 – METAL BASE EN CONEXIONES SOLDADAS DE MIEMBROS TRANSVERSALES
6.2 Metal base en detalles de igual espesor conectados por soldaduras de penetración completa sujetos a carga transversal con o sin carga longitudinal cuando el detalle abar-ca un radio de transición, R, con la terminación de soldadura esmerila-da suave:- Cuando el refuerzo para soldadura es removido:R ≥ 24 in. (600 mm)
24 in. > R ≥ 6 in. (600 mm > R ≥ 150 mm.)6 in.> R ≥ 2 in.(150mm. > R ≥ 50 mm)2 in.(50 mm) > R
- Cuando el refuerzo de soldadura no es removido:R ≥ 24 in. (600 mm)
24 in. > R ≥ 6 in. (600 mm > R ≥ 150 in.)6 in.> R ≥ 2 in. (150 mm. > R ≥ 50 mm.)2 in. (50mm) > R
B
C
D
E
C
C
D
E
120 x 108
44 x 108
22 x 108
11 x 108
44 x 108
44 x 108
22 x 108
11 x 108
1125(110)702(69)492(48)316(31)
702(69)702(69)
492(48)316(31)
Al pie de soldadura ya sea a lo largo del borde o miembro o pieza unida.
Cerca de los puntos de tan-gencia del radio o en la solda-dura o en el límite de fusión o miembro o pieza unida.
6.3 Metal base en detalles de dis-tinto espesor conectados por sol-daduras de penetración completa sujetos a carga transversal con o sin carga longitudinal cuando el de-talle abarca un radio de transición, R, con la terminación de soldadura esmerilada suave:- Cuando el refuerzo de soldadura es removido:
R > 2 in. (50 mm)
R ≤ 2 in. (50 mm)
- Cuando el refuerzo no es removido:Cualquier radio
D
E
E
22 x 108
11 x 108
11 x 108
492(48)
316(31)
316(31)
Al pie de soldadura a lo largo del borde del material más delgado.En la terminación de soldadura en el radio pequeño.
Al pie de soldadura a lo largo del borde del material más delgado.
DescripciónCategoría
de Tensión
Constante Cf
Umbral FTH
Punto de Potencial Inicio de Fractura
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-242 ESPECIFICACIONES
TABLA A-3.1 (cont.)
Parámetros de Diseño para Fatiga
Ejemplos Típicos Ilustrativos
SECCIÓN 6 – METAL BASE EN CONEXIONES SOLDADAS DE MIEMBROS TRANSVERSALES
6.2.
6.3.
CJP
CJP
( a ) ( d )( c )
( b )
( e )
CJP
CJP
( a )
( c )
( d )
( b )
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-243
PAR
TE
16
TABLA A-3.1 (cont.)
Parámetros de Diseño para Fatiga
SECCIÓN 6 – METAL BASE EN CONEXIONES SOLDADAS DE MIEMBROS TRANSVERSALES
6.4 Metal base sujeto a tensión longitudinal en miembros transver-sales, con o sin tensión transversal, conectados por soldaduras de filete o penetración parcial paralela a la dirección de la tensión cuando el detalle abarca un radio de transición R, con la terminación de soldadura esmerilada suave:R > 2 in. (50 mm)
R ≤ 2 in. (50 mm)
D
E
22 x 108
11 x 108
492(48)316(31)
En terminación de soldadura o desde el pie de la soldadura extendiéndose hacia el miem-bro.
SECCIÓN 7 - METAL BASE EN ADJUNTOS CORTOS
7.1 Metal base sujeto a carga lon-gitudinal en detalles conectados por soldaduras de filete paralelas o transversales a la dirección de la tensión donde el detalle no abarca un radio de transición y con la lon-gitud del detalle en dirección de la tensión, a, y altura normal a la su-perficie del miembro, b:a < 2 in. (50 mm)
2 in. (50 mm) ≤ a ≤ 12 b o 4 in. (100 mm.)a > 12 b o 4 in. (100 mm) cuando b es ≤ 1 in. (25 mm)a > 12 b o 4 in. (100 mm) cuado b es > 1 in. (25 mm)
C
D
E
E
44 x 108
22 x 108
11 x 108
3.9 x 108
702(69)492(48)316(31)182(18)
En el miembro en el extremo de la soldadura.
7.2 Metal base sujeto a carga longi-tudinal en detalles conectados por soldaduras de filete o de penetra-ción parcial, con o sin carga trans-versal en el detalle, cuando el de-talle abarca un radio de transición, R, con la terminación de soldadura esmerilada suave:R > 2 in. (50 mm)
R ≤ 2 in. (50 mm)
D
E
22 x 108
11 x 108
492(48)316(31)
En la terminación de solda-dura extendiéndose hacia el miembro.
“Pieza unida” como es usado aquí, se define como cualquier detalle de acero soldado a un miembro el cual, por su sola presencia e independiente de su carga, produce una discontinuidad en el flujo de tensión en el miembro y por lo tanto reduce la resistencia a fatiga.
DescripciónCategoría
de Tensión
Constante Cf
Umbral FTH
Punto de Potencial Inicio de Fractura
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-244 ESPECIFICACIONES
TABLA A-3.1 (cont.)
Parámetros de Diseño para Fatiga
Ejemplos Típicos Ilustrativos
SECCIÓN 6 – METAL BASE EN CONEXIONES SOLDADAS DE MIEMBROS TRANSVERSALES
6.4
SECCIÓN 7 - METAL BASE EN ADJUNTOS CORTOS
7.1
7.2
PJP PJP
PJP
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-245
PAR
TE
16
TABLA A-3.1 (cont.)
Parámetros de Diseño para Fatiga
SECCIÓN 8 – MISCELÁNEOS
8.1 Metal base en conectores de corte conectados por soldadura de filete o eléctrica.
C 44 x 108 702(69)
Al pie de la soldadura en el metal base.
8.2 Corte en garganta de soldadu-ras de filete continuas o intermiten-tes longitudinales o transversales.
F 150 x 108
(Eqn.A - 3 - 2 ó
A - 3 - 2 M)
562(55)
En la garganta de la soldadu-ra.
8.3 Metal base en soldaduras de tapón o de ranura.
E 11 x 108 316(31)
En el extremo de la soldadura en el metal base.
8.4 Corte en soldaduras de tapón o ranura.
F 150 x 108
(Eqn.A - 3 - 2 ó
A - 3 - 2 M)
562(55)
En la superficie de contacto.
8.5 Pernos de alta resistencia no completamente tensados, pernos comunes, barras de anclaje con hilo y ganchos con corte, hilos esmerilados o limpiados. Rango de tensión en el área de tensión de tracción debido a carga viva más acción de palanca cuando corres-ponda.
E´ 3.9 x 108 492(48)
En la raíz de los hilos exten-diéndose hacia el área de tensión de tracción.
DescripciónCategoría
de Tensión
Constante Cf
Umbral FTH
Punto de Potencial Inicio de Fractura
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-246 ESPECIFICACIONES
TABLA A-3.1 (cont.)
Parámetros de Diseño para Fatiga
Ejemplos Típicos Ilustrativos
SECCIÓN 8 – MISCELÁNEOS
8.1
8.2
8.3
8.4
8.5
Lugares de grietas
Lugares de grietas
Lugares de grietas
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-247
PAR
TE
16
ANEXO 4
DISEÑO ESTRUCTURAL PARA LA CONDICIÓN DE FUEGO
Esteanexoentregacriteriosparaeldiseñoyevaluacióndecomponentes, sistemasymarcosdeacero estructural paracondicionesdefuego.Estoscriteriosayudanenladeterminacióndelcalordeentrada,expansióntérmicaydegradacióndelaspropiedadesmecánicasdematerialesaelevadastemperaturaslasquecausandisminuciónprogresivaderesistenciayrigidezdecom-ponentesysistemasestructurales.
El anexo se organiza como sigue: 4.1. DisposicionesGenerales4.2. DiseñoEstructuralapartirdelAnálisisparalaCondicióndeFuego4.3. Diseño por Ensayos de Calificación
4.1. DISPOSICIONES GENERALES
Losmétodoscontenidosenesteanexoentreganevidenciaregulatoriadelcumplimientodeacuerdoconlasaplicacionesdediseñoseñaladasenestasección.
ElanexoutilizalossiguientestérminosadicionalesalostérminosenelGlosario.
Protección activa contra el fuego: Sistemas y materiales de la edificación que se activan porunincendioparamitigarefectosadversosoparaavisara lagenteparaquetomealgunamedidaquemitigueefectosadversos.
Compartimentación: El cerrado de un espacio de la edificación con miembros que ten-gan una resistencia al fuego específica.
Transferencia convectiva de calor: La transferencia de energía térmica desde un punto demayortemperaturaaunpuntodetemperaturamenorpormediodelmovimientodeunmedioqueinterviene.
Incendio de diseño: Un grupo de condiciones que definen el desarrollo de un incendio y el esparcimiento de productos de la combustión por toda una edificación o porción de ella.
Temperaturas elevadas: Condiciones de calentamiento experimentadas por miembros o estructuras de la edificación como resultado de un incendio, las cuales sobrepasan las condicionesambientalesesperadas.
Incendio: Quema destructiva, como la manifestada por cualquiera o todas las siguientes condiciones: fuego, llama, calor o humo.
Barrera contra el fuego: Miembro de construcción formado por materiales resistentes al fuegoyensayadodeacuerdoconlaASTMStandardE119,uotroensayoestándaraproba-do de resistencia al fuego, que demuestre conformidad con la normativa de Edificación.Capacidad al fuego: Una medida del tiempo transcurrido durante el cual un material o arreglocontinúapresentandoresistenciaalfuego.
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-248 ESPECIFICACIONES
Resistencia al Fuego: La propiedad de las barreras que previenen o retardan el paso de calorexcesivo,gasescalientesollamasbajocondicionesdeusoyquepermitequeelloscontinúenllevandoacabounadeterminadafunción.
Índice de resistencia al Fuego: El periodo de tiempo que un miembro, componente o ensamblaje de una edificación mantiene la capacidad de contener un incendio, continúa llevandoacabounadeterminadafunciónestructural,oambas,comosedeterminaporensayosométodosbasadosenensayos.
Ignición: La transición rápida a un estado que involucra la totalidad de la superficie en unincendiodematerialescombustiblesdentrodeunespaciocerrado.
Flujo de calor: Energía radiante por unidad de área superficial.
Tasa de liberación de calor: La tasa a la cual se genera energía térmica es generada por unmaterialardiendo.
Protección pasiva contra el fuego: Materiales y sistemas de la edificación cuya habi-lidadpara resistir losefectosdel fuegonodependendeningún tipodecondicióndeactivaciónexternaomecanismo.
Diseño basado en desempeño: Un método de ingeniería de diseño estructural que se basa en metas y objetivos de desempeño acordados, análisis de ingeniería y evaluación cuantitativadealternativasrespectodedichasmetasyobjetivosusandoherramientasdeingeniería, metodologías y criterios de desempeño aceptados.
Diseño especificado: Un método de diseño que documente cumplimiento con criterios generalesestablecidosenuncódigodediseño.
Construcción restringida: Ensamblajes de piso y de techo y vigas individuales en edi-ficaciones donde el entorno o la estructura soportante es capaz de resistir expansión térmicaconsiderabledurantetodoelrangodetemperaturaselevadasesperado.
Construcción no restringida: Ensamblajes de piso y de techo y vigas individuales en edificaciones que se suponen libres para rotar y expandirse durante todo el rango de temperaturaselevadasesperado.
4.1.1. Objetivo de Desempeño
Loscomponentes,miembrosysistemasdemarcosestructuralesdebenserdiseñadosdeformaquemantengansufunciónresistenteduranteelincendiodediseñoyparasatis-facer otros requisitos de desempeño en servicio, especificados para la ocupación de la edificación.
Enelsectordeorigendelfuego,las fuerzasydeformacionescalculadasparaelincendiodediseñonodebencausaralteracióndelasubdivisiónhorizontaloverticaldelaestructura.
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-249
PAR
TE
16
4.1.2. Diseño mediante Análisis de Ingeniería
SepermiteutilizarlosmétodosdeanálisisdelaSección4.2paradocumentareldes-empeñoesperadodemarcosdeacerocuandosonsometidosaescenariosdeincendiodediseño.LosmétodosdelaSección4.2entreganevidenciadeconformidadconlosobjetivosdedesempeñoestablecidosenlaSección4.1.1.
LosmétodosdeanálisisdelaSección4.2sepuedenutilizarparademostrarunaequi-valenciadeunmaterialométodoalternativos,talcomosepermiteenlanormativadeedificación.
4.1.3. Diseño por Ensayos de Calificación
Se permite utilizar los métodos de calificación de la Sección 4.3 para documentar la re-sistenciaalfuegodemarcosdeacerosometidosalosprotocolosdeensayosdeincendioestandarizadosrequeridosporlasnormativasdediseño.
4.1.4. Combinaciones de Carga y Resistencia Requerida
Laresistencia requeridaporunaestructuraysusmiembrosdebeserdeterminadadelasiguientecombinación de carga gravitacional:
[0.9ó1.2]D+T+0.5L+0.2S (A-4-1)
dondeD=carga muerta nominalL=cargavivaocupacionalnominalS=cargadenievenominalT =fuerzas y deformaciones nominales debido al incendio de diseño definido en laSección4.2.1
Unacarga lateral ficticia,Ni=0.002Yi, como se define en el Anexo 7.2, donde Ni=carga ficticia lateralaplicadaenelnivel idelmarcoyYi=cargagravitacionaldelacombinaciónA-4-1actuandoenelnivelidelmarco,debeseraplicadaencombinaciónconlascargasestipuladasenlaEcuaciónA-4-1.Amenosquelaautoridad que tenga jurisdicciónestipuleotraforma,D, LySseránlascargas nominales especificadas en ASCE7.
4.2. DISEÑO ESTRUCTURAL POR ANÁLISIS PARA LA CONDICIÓN DE FUEGO
Se permite diseñar miembros, componentes y marcos estructurales de edificaciones para elevadastemperaturasdeacuerdoconlosrequisitosdeestasección.
4.2.1. Incendio de Diseño
Se debe identificar un incendio de diseño para describir las condiciones de calentamien-todelaestructura.Estascondicionesdecalentamientodebenestarrelacionadasconlasinstalaciones de combustibles y las características de sectorización presentes en el área
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-250 ESPECIFICACIONES
deincendiosupuesta.Ladensidad decargadecombustiblebasadaenlaocupacióndebeserconsideradaaldeterminarlacargatotaldecombustible.Lascondicionesdecalen-tamiento se deben especificar ya sea en términos de flujo de calor o temperatura de la capasuperiordegascreadaporelincendio.Paradeterminarladuracióndelincendio,esnecesarioprecisarlavariacióndelascondicionesdecaloreneltiempo.CuandoseusenlosmétodosdeanálisisdelaSección4.2parademostrarunaequivalenciacomounma-terial o método alternativos, según se permita en el código de edificaciones, el incendio dediseñodebeserdeterminadodeacuerdoconelestándarASTME119.
4.2.1.1. Fuego Localizado
Cuando la tasa de liberación de calor del incendio sea insuficiente como para que haya ignición,sedebesuponerunaexposiciónafuegolocalizado.Entalescasosdebenusarselacomposicióndelcombustible,disposicióndelarreglodefuegoyáreadepisoocupadapor el combustible, para determinar el flujo de calor radiante desde la columna de llama yhumoalaestructura.
4.2.1.2. Incendio en Sector Post-Ignición
Cuando la tasa de liberación de calor es suficiente como para que haya ignición, debe suponerse un incendio en el sector post-ignición. La determinación del perfil de tempe-raturaversustiemporesultantedebeincluirlacarga de combustible, las características deventilacióndelespacio(naturalesymecánicas),lasdimensionesdelsectorylasca-racterísticas térmicas de los límites del sector.
4.2.1.3. Incendios Exteriores
Laexposicióndelaestructuraexteriorallamasqueseproyectenporventanasuotrasaberturasdemurocomoresultadodeun incendioenelsectorpost-ignicióndebeserconsiderada juntocon la radiacióndesdeel fuego interiora travésde laabertura.Laformaylongituddelallamaproyectadadebenserusadasenconjuntoconladistanciaentre la llama y el acero exterior para determinar el flujo de calor al acero. Se debe usar el método identificado en la Sección 4.2 para describir las características del incendio delsectorinterior.
4.2.1.4. Duración del Incendio
La duración del incendio en un área específica se debe determinar considerando la masa totaldecombustible,enotraspalabras,lacargadecombustibledisponibleenelespacio.Enelcasotantodefuegolocalizadocomodeincendioensectorpost-ignición,eltiempodeduracióndebedeterminarsecomolamasatotaldecombustibledivididaporlatasadepérdidademasa,exceptocuandosedetermineporlaSección4.2.1.2.
4.2.1.5. Sistemas de Protección Activa Contra el Fuego
Sedebenconsiderarlosefectosdelossistemasdeprotecciónactivacontraelfuegoaldescribirelincendiodediseño.
Enloslugaresquetenganinstaladosventiladoresautomáticosparahumoycalorenes-
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ESPECIFICACIONES 16-251
PAR
TE
16
paciossinrociadores,latemperaturaresultantedelhumodebeserdeterminadamediantecálculo.
4.2.2. Temperaturas en Sistemas Estructurales bajo Condiciones de Incendio
Lastemperaturasenmiembros,componentesymarcosestructuralesdebidoalascondi-cionesdecalentamientoimpuestasporelincendiodediseñosedebendeterminarporunanálisisdetransferenciadecalor.
4.2.3. Resistencias de los Materiales a Temperaturas Elevadas
Laspropiedadesdelosmaterialesatemperaturaselevadasdebenserdeterminadasdedatosexperimentales.Sinosetienendichosdatos,sepermiteusarlaspropiedadesdelosmaterialesestipuladasenestasección.Estasrelacionesnoseaplicana losacerosconunaresistencia de fluenciamayora4570Kg/cm2(448MPa)uconcretosconunaresistencia especificada a compresión mayor a 560 Kg/cm2(55MPa).
4.2.3.1. Elongación Térmica
Expansión térmica de aceros estructurales y de refuerzo: Para cálculos a temperaturas so-bre los 65 ºC (150 ºF), el coeficiente de expansión térmica debe ser 1.4 × 10-5/ºC (7.8 × 10-6/ºF).
Expansión térmica de concreto de peso normal: Para cálculos a temperaturas sobre los 65
TABLA A-4.2.1 Propiedades del Acero a Temperaturas
Elevadas - Temperatura del AceroTemperatura del
Aceroº C
Ke = Em / E Ke = Fym / Fy Ke = Fum / Fy
20 * * *
93 1.00 * *
204 0.90 * *
316 0.78 * *
399 0.70 1.00 1.00
427 0.67 0.94 0.94
538 0.49 0.66 0.66
649 0.22 0.35 0.35
760 0.11 0.16 0.16
871 0.07 0.07 0.07
982 0.05 0.04 0.04
1093 0.02 0.02 0.02
1204 0.00 0.00 0.00
* Use propiedades ambientales
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-252 ESPECIFICACIONES
ºC (150 ºF), el coeficiente de expansión térmica debe ser 1.8 × 10-5/ºC (1.0 × 10-5/ºF).
Expansión térmica de hormigón liviano: Para los cálculos a temperaturas sobre los 65 ºC (150 ºF), el coeficiente de expansión térmica debe ser 7.9 × 10-6/ºC (4.4 × 10-6/ºF).
4.2.3.2 Propiedades Mecánicas a Temperaturas Elevadas
Eldeterioroenresistenciayrigidez delosmiembros,componentesysistemasestruc-turales debe ser tomado en cuenta en el análisis estructural del marco. Los valoresFym, Fam, Em, f’cm, Ecm yεcu a temperaturas elevadas a ser usados en el análisis estructural,expresadoscomolarazónrespectoalapropiedadatemperaturaambiente,supuesta como 20 ºC (68 ºF), deben ser definidos como en las Tablas A-4.2.1 y A-4.2.2. Sepermiteinterpolarentreestosvalores.
Paraconcretoliviano(LWC),losvaloresdeεcu,debenserobtenidosdeensayos.
TABLA A-4.2.2 Propiedades del Hormigón a Temperaturas
Elevadas-Temperatura del Concreto
Temperatura del Concreto
º C
KC = f´cm / f´c Ecm / Ecεcu (%)
NWC LWC LWC
20 1.00 1.00 1.00 0.25
93 0.95 1.0 0.93 0.34
204 0.90 1.00 0.75 0.46
316 0.86 1.00 0.61 0.58
399 0.83 0.98 0.57 0.62
427 0.71 0.85 0.38 0.80
538 0.54 0.71 0.20 1.06
649 0.38 0.58 0.092 1.32
760 0.21 0.45 0.073 1.43
871 0.10 0.31 0.055 1.49
982 0.05 0.18 0.036 1.50
1093 0.01 0.05 0.018 1.50
1204 0.00 0.00 0.00 -
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-253
PAR
TE
16
4.2.4. Requisitos de Diseño Estructural
4.2.4.1 . Integridad Estructural General
Elmarcoestructuraldebesercapazdedarresistenciaycapacidaddedeformaciónade-cuadasparasoportar,comosistema,lasaccionesestructuralesdesarrolladasduranteelincendio dentro de los límites de deformación recomendados. El sistema estructuraldebeserdiseñadoparasustentareldañolocalmientraselsistemaestructuralactuandocomountodopermaneceestable.
Sedebendisponertrayectoriasdecarga continuasparatransferirtodaslasfuerzasdesdela región expuesta al punto final de resistencia. La fundación debe ser diseñada para resistirlasfuerzasyparaacomodarlasdeformacionesdesarrolladasduranteelincendiodediseño.
4.2.4.2. Requisitos de Resistencia y Límites de Deformación
Sedebedemostrar laconformidaddelsistemaestructuralaestosrequisitosmedianteunmodelomatemáticodelaestructurabasadoenprincipiosdemecánicaestructuralyevaluandoestemodeloparalasfuerzasinternasydeformacionesenlosmiembrosdelaestructura,desarrolladasporefectodelatemperaturadelincendiodediseño.
Losmiembrosindividualesdebentenerlaresistenciaadecuadaparasoportarloscortes,fuerzasaxialesymomentosdeterminadosdeacuerdoaestasdisposiciones.
Lasconexionesdebendesarrollarlaresistenciadelosmiembrosconectadosolasfuerzasindicadasanteriormente.Dondelasformasdedarresistenciaalfuegorequieranconside-rarcriteriosdedeformación,ladeformacióndelsistemaestructural,olosmiembrosdeéste, bajo el incendio de diseño no deben exceder los límites preestablecidos.
4.2.4.3. Métodos de Análisis
4.2.4.3a. Métodos Avanzados de Análisis
Sepermitenlosmétodosdeanálisisdeestasecciónparaeldiseñodetodaslasestructu-ras de edificaciones de acero para condiciones de incendio. La exposición al incendio de diseñosedebedeterminarenlaSección4.2.1.Elanálisisdebeincluirlarespuesta,tantotérmicacomomecánica,alincendiodediseño.
Larespuesta térmicadebeproduciruncampodetemperaturaencadamiembroestruc-tural como resultado del incendio de diseño y debe incorporar propiedades térmicasdependientesdelatemperaturadelosmiembrosestructuralesymaterialesresistentesalfuegocomoenlaSección4.2.2.
Larespuesta mecánicasetraduceenfuerzasydeformacionesenelsistemaestructuralsujetoalarespuestatérmicacalculadadelincendiodediseño.Larespuestamecánicadebe tomar en cuenta explícitamente el deterioro de resistencia y rigidezconelaumentode temperatura, los efectosdeexpansión térmicaygrandesdeformaciones.Lascon-diciones de borde y fijación de las conexiones deben representar el diseño estructural
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16-254 ESPECIFICACIONES
propuesto. Las propiedades de los materiales se deben definir según la Sección 4.2.3.
El análisis resultante debe considerar todos los estados límite relevantes, tales comodeformacionesexcesivas,fracturadeconexiones,y pandeo globalylocal.
4.2.4.3b. Métodos Simples de Análisis
Losmétodosdeanálisisdeestasecciónsonaplicablesparalaevaluacióndeldesempeñodemiembrosindividualesatemperaturaselevadasdurantelaexposiciónaincendio.
Lascondicionesdeapoyoyrestricciones(fuerzas,momentosycondicionesdeborde)aplicablesatemperaturasnormalessepuedesuponerquepermanecenconstantesduran-telaexposiciónalincendio.
(1) Miembros en tracciónSepermitemodelarlarespuestatérmicadeunmiembroentracciónutilizandounaecua-ciónunidimensionaldetransferenciadecalorconlaentradadecalorqueimpongaelincendio de diseño definido en la Sección 4.2.1.
Laresistencia de diseñodeunmiembroen traccióndebe serdeterminadautilizandolas disposiciones del Capítulo D, con las propiedades del acero como se estipula en la Sección4.2.3ysuponiendounatemperaturauniformesobrelaseccióntransversalalatemperaturaigualalatemperaturamáximadelacero.
(2) Miembros en compresión
Sepermitemodelarlarespuestatérmicadeunmiembroencompresiónutilizandounaecuaciónunidimensionaldetransferenciadecalorconlaentradadecalorqueimpongael incendio de diseño definido en la Sección 4.2.1.
Laresistenciadediseñodeunmiembroencompresióndebeserdeterminadautilizandolas disposiciones del Capítulo E, con las propiedades del acero como se estipula en la Sección4.2.3.
(3) Miembros en flexión
Se permite modelar la respuesta térmica de un miembro en flexión utilizando una ecua-ciónunidimensionaldetransferenciadecalorparacalcularlatemperaturaenelalain-feriorysuponerqueestatemperaturaenlaparteinferioresconstanteenlaprofundidaddelmiembro.
La resistencia de diseño de un miembro en flexión debe ser determinada utilizando las disposiciones del Capítulo F, con las propiedades del acero como se estipula en la Sec-ción4.2.3.
(4) Miembros de piso compuestos
Se permite modelar la respuesta térmica de miembros en flexión que soporten una losa deconcretoutilizandounaecuaciónunidimensionaldetransferenciadecalorparacal-
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-255
PAR
TE
16
cularlatemperaturaenelalainferior.Estatemperaturasedebetomarcomoconstanteentreelalainferiorylamitaddelaprofundidaddelalmaydebedecrecerlinealmenteennomásdeun25%desdelamitaddelalmaalalasuperiordelaviga.
La resistencia de diseño de un miembro compuesto en flexión debe ser determinada utilizando las disposiciones del Capítulo I, un esfuerzo de fluenciareducidoenelaceroconsistenteconlavariacióndetemperaturadescritabajorespuestatérmica.
4.2.4.4. Resistencia de Diseño
LaresistenciadediseñodebeserdeterminadacomoenlaSecciónB3.3.Laresistencia nominal, Rn,debesercalculadausandopropiedadesdelosmateriales,comoseestipulaenlaSección4.2.3,alatemperaturadesarrolladaporelincendiodediseño.
4.3. DISEÑO POR ENSAYOS DE CALIFICACIÓN
4.3.1. Estándares de Calificación
Los miembros y componentes estructurales en edificaciones de acero deben ser califi-cadosparaelperiododeevaluaciónenconformidadconASCEE119.Sepermitiráde-mostrarcumplimientodeestosrequisitosutilizandoprocedimientosparaconstrucciónen acero especificados en la Sección 5 de ASCE/SFPE 29.
4.3.2. Construcción Restringida
Para arreglos de techo y piso, y vigas individuales en edificaciones, existe una condi-ciónrestringidacuando laestructuracircundanteosoportanteescapazderesistir lasaccionescausadasporlaexpansióntérmicaentodoelrangodetemperaturaselevadasesperadas.
Lasvigasylosmarcosdeaceroquesoportenlosasdeconcretoqueesténsoldadasoapernadasamiembrosintegralesdelmarco(enotraspalabras,columnas,vigas)debenserconsideradasconstrucciónrestringida.
4.3.3. Construcción No Restringida
Lasvigasylosmarcosdeaceroquenosoportenunalosadeconcretodebenserconside-radasnorestringidasamenosquelosmiembrosesténapernadososoldadosaconstruc-cióncircundantecuandoestahasidoespecialmentediseñadaydetalladapararesistirlasaccionescausadasporexpansióntérmica.
Un miembro de acero apoyado en un muro en un solo tramo o en el tramo final de múlti-plesvanosdebeserconsideradonorestringidoamenosqueelmurohayasidodiseñadoydetalladopararesistirlosefectosdelaexpansióntérmica.
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16-256 ESPECIFICACIONES
Esteanexoseaplicaalaevaluacióndelaresistenciaylarigidezbajocargasestáticasverticales(gravedad)deestructurasexistentespor análisis estructural,porensayosdecargo,oporunacombinación de análisis estructural y ensayos de carga cuando los especifique el ingeniero estructuralresponsabledelaobra.Paradichaevaluación,losgradosdelaceronoselimitanaaquellosqueseenumeranenlaSecciónA3.1.Esteanexonotrataensayosdecargaparalosefectosdecargas sísmicas o cargasenmovimiento(vibraciones).
El anexo se organiza como sigue:5.1. DisposicionesGenerales5.2. PropiedadesdelosMateriales5.3. EvaluaciónporAnálisisEstructural5.4. EvaluaciónporEnsayosdeCarga5.5. InformedeEvaluación
5.1. DISPOSICIONES GENERALES
Estas disposiciones deben ser aplicables cuando se especifica la evaluación de un edifi-cio de acero existente para (a) verificación de un grupo específico de cargas de diseño o(b)determinacióndelaresistencia disponible deunmiembroosistemaresistentea carga. La evaluación debe desarrollarse mediante análisis estructural (Sección5.3), ensayosdecarga (Sección5.4)ounacombinacióndeanálisis estructural yensayosdecarga, según se especifique en los documentos de contrato. En aquellos casosenqueseutilicenensayosdecarga,el ingeniero estructural responsable de la obradebeanalizarprimero laestructura,prepararelplandeensayosydesarrollarunprocedimientoescritoparaprevenirdeformaciónpermanenteexcesivaoelcolapsocatastrófico durante el ensayo.
5.2. PROPIEDADES DE LOS MATERIALES
1. Determinación de los Ensayos Requeridos
Elingeniero estructural responsable de la obra debe determinar los ensayos específicos que se requieren, de acuerdo de las Secciones 5.2.2 a la 5.2.6 y especificar los lugares donde son requeridos.Sepermiteelusode registrosdeproyectoaplicables, si estosestándisponibles,parareduciroeliminarlanecesidaddeensayar.
2. Propiedades de Tensión
Laspropiedadesdetensióndelosmiembrosdebenconsiderarsetantoenlaevaluaciónporanálisis estructural(Sección5.3)comoporensayosdecarga (Sección5.4).Talespropiedadesdebenincluirlatensiónde fluencia, resistencia a la tracción y la elonga-ción porcentual.Sepuedenusarparaestepropósito,cuandoesténdisponibles,informesde ensayos de la acería o informes certificados de ensayos hechos por el fabricante o un
ANEXO 5
EVALUACIÓN DE ESTRUCTURAS EXISTENTES
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ESPECIFICACIONES 16-257
PAR
TE
16
laboratoriodeensayosdeacuerdoconASTMA6/A6MoA568/A568M,segúncorres-ponda.DelocontrariodebenhacerseensayosatraccióndeacuerdoconASTMA370demuestrascortadasdecomponentesdelaestructura.
3. Composición Química
Cuando es necesario usar soldadura para reparar o modificar estructuras existentes, debe determinarse la estructura química del acero para usarse en la preparación de una espe-cificación de procedimiento de soldadura (WPS). Pueden ser usados para este propósito, si se encuentren disponibles, informes de ensayos de acería o informes certificados de ensayoshechosporelfabricanteounlaboratoriodeensayosdeacuerdoconlosproce-dimientosASTM.Delocontrario,debendesarrollarseanálisisdeacuerdoconASTMA751delasmuestrasusadasparadeterminarlaspropiedadesdetensión,odemuestrastomadasdelosmismoslugares.
4. Tenacidad del Metal Base
Cuandolosempalmesdetracciónsoldadosenseccionespesadasyplacascomosede-fine en la Sección A3.1d son críticos para el desempeño de la estructura, debe determi-narselatenacidad mediante un ensaye ó de corte tallada en V de Charpy deacuerdoa las disposiciones de la Sección A2.1d. Si la tenacidad así determinada no cumple las disposicionesdelaSecciónA3.1d,elingeniero estructural responsable de la obradebedeterminarsisonnecesariasaccionescorrectivas.
5. Metal de Soldadura
Cuandoeldesempeñoestructuraldependedelasconexiones soldadasexistentes,debenobtenersemuestrasrepresentativasdelmetal de soldadura.Deberáhacerseunanálisisquímico y ensayos mecánicos para caracterizar el metal de soldadura y determinar la magnitudy consecuenciasde las imperfecciones.Sino se cumplen los requisitosdeAWSD1.1,elingeniero estructural responsable de la obradebedeterminarsisonne-cesariasaccionescorrectivas.
6. Pernos y Remaches
Deben inspeccionarse muestras representativas de pernos para determinar marcas yclasificaciones. Cuando los pernos no pueden ser identificados visualmente de manera adecuada,muestrasrepresentativasdebenserretiradasyensayadasparadeterminarlaresistencia a la tensióndeacuerdoaASTMF606oASTMF606Mydeacuerdoconesoclasificar el perno. De forma alternativa, se permite la suposición de que los pernos son ASTMA307.LosremachesdebensuponerseASTMA502,Grado1,amenosqueunmayorgradoestéestablecidopormediodedocumentaciónyensayos.
5.3. EVALUACIÓN MEDIANTE ANÁLISIS ESTRUCTURAL
1. Datos Geométricos
Todasladimensionesusadasenlaevaluación,talescomoluces,alturasdecolumnas,
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16-258 ESPECIFICACIONES
espaciamientoentremiembros,ubicaciónde losarriostramientos,dimensionesde lasseccionestransversales,espesoresydetallesdeconexión,debenserdeterminadasdeunainspecciónenterreno.Alternativamente,cuandoseencuentrendisponibles,sepermitedeterminar tales dimensiones de los planos de diseño de proyecto o de taller con verifi-cación en terreno de los valores críticos.
2. Evaluación de Resistencia
Lassolicitaciones (efectos de las cargas)enmiembrosyconexionesdebendeterminarsemedianteunanálisis estructuralválidoparaeltipodeestructuraevaluado,Losefectosdelascargasdebendeterminarsedelascargas y combinaciones de cargas factoradas estipuladasenlaSecciónB2.
Laresistencia disponibleenmiembrosyconexionesdebedeterminarsedelasdisposi-ciones aplicables de los Capítulos B a K de esta Especificación.
3. Evaluación de Servicio
Cuandoserequiera,sedebencalculareinformarlasdeformacionesbajolascargas de servicio.
5.4. EVALUACIÓN MEDIANTE ENSAYOS DE CARGA
1. Determinación de la intensidad de las Cargas mediante Ensayos
Paradeterminar la intensidadde lacargadeunaestructuradepisoo techoexistentemedianteensayos,deberealizarseunensayodecargaincremental,deacuerdoconlaplanificación del ingeniero estructural responsable de la obra.Laestructuradebeins-peccionarsevisualmenteenbuscadeseñalesdepeligroofallainminenteparacadaniveldecarga.Debentomarselasmedidasadecuadasenestasocualquiercondicióninusualquesedetecte.
Laresistenciaensayadadelaestructurasedebetomarcomolamáximacargadeensayoaplicadamáslacargamuertain-situ.Laintensidaddecargavivadeunaestructuradepisosedebedeterminaraligualarlaresistenciaensayadaa1.2D+1.6L,dondeDeslacargamuertanominalyLeslaintensidadnominaldecargavivaparalaestructura.Laintensidadnominaldecargavivaparalaestructuranodebeexcederaquellaquepuedeser calculada usando las disposiciones correspondientes de la especificación. Para es-tructurasdetecho,L, SoR como se definen en los Símbolos, deben sustituirse por L.Puedenusarsecombinaciones de cargas más severas cuando así lo requiera el código de edificación correspondiente.
Unavezalcanzadala intensidaddecarga de servicio y luego identificar el inicio del comportamientoestructural inelásticoparadocumentar lacantidadymagnitudde lasdeformacionesinelásticas,debeconsiderarseunadescargaperiódica.Lasdeformacio-nesdelaestructura,talescomolasqueocurrenenmiembros,debenmonitorearseenlos puntos críticos durante el ensayo, y referirse a la posición inicial antes de carga. Se debedemostrar,manteniendolacargadeensayoporunahora,queladeformaciónno
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ESPECIFICACIONES 16-259
PAR
TE
16
aumentamásdeun10%delainicial.Sepermite,siesnecesario,repetirlasecuenciaparademostrarcumplimiento.
Lasdeformacionesdelaestructuradebentambiénserregistradas24horasdespuésdelaremocióndelacargadeensayoparadeterminarladeformaciónremanente.Dadoquelacantidadaceptablededeformaciónremanentedependedelaestructuraencuestión,nose especifica un límite para la deformación remanente bajo carga máxima. Donde no sea posibleensayarlaestructuracompleta,debeseleccionarseunsegmentoozona,repre-sentativo de las condiciones más críticas, no menor a un módulo completo.
2. Evaluación de la Serviciabilidad
Cuandoserecomiendenensayosdecarga,laestructuradebecargarseincrementalmentehastalaintensidaddecargadeservicio.Lasdeformacionesdebenmonitorearseporunlapsodeunahora.Luegosedebedescargarlaestructurayregistrarladeformación.
5.5 INFORME DE EVALUACIÓN
Unavezcompletada la evaluacióndeunaestructura existente, el ingeniero estructu-ral responsable de la obradebeprepararuninformedocumentandolaevaluación.Elinforme debe indicar si la evaluación fue desarrollada mediante análisis estructural,ensayodecargaounacombinacióndeanálisisestructuralyensayodecarga.Además,cuandosellevanacaboensayos,elinformedebeincluirlacargaylascombinacionesdecargasusadasylasrelacionescarga-deformaciónytiempo-deformaciónobservadas.Toda información relevante obtenida de planos de diseño, informes de ensayos de acería yensayoauxiliardematerialesdebeinformarse.Finalmente,elinformedebeindicarsilaestructura,incluyendotodoslosmiembrosyconexiones,esadecuadaparasoportarlosefectos de las cargas.
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16-260 ESPECIFICACIONES
Esteanexoentregalaresistenciayrigidez mínimas que deben tener los arriostramientos para darlerigidezalmiembro,sobrelabasedelalongitud no arriostradaentrearriostramientosconunfactor de longitud efectiva, K,iguala1.0.
El anexo se organiza como sigue:6.1. DisposicionesGenerales6.2. Columnas6.3. Vigas
Nota: Lasdisposicionesdeesteanexoseaplicanaarriostramientosquebuscanestabi-lizarmiembrosindividuales.Losrequisitosparalaestabilidaddesistemasdemarcosarriostrados se entregan en el Capítulo C.
6.1. DISPOSICIONES GENERALES
Elarriostramientosesuponeperpendicularalosmiembrosaarriostrar;paraarriostra-mientoinclinadoodiagonal,laresistenciadelosarriostramientos(fuerzaomomento)yrigidez(fuerzaporunidaddedesplazamientoomomentoporunidadderotación)debenser ajustadasparael ángulode inclinación.Laevaluaciónde la rigidez suministradapor un arriostramiento debe incluir las propiedades del miembro y su geometría, como tambiénlosefectosdelasconexionesylosdetallesdelanclaje.
Seconsiderandostiposgeneralesdearriostramiento,relativoynodal.Unarriostramien-torelativocontrolaelmovimientodelpuntoarriostradoconrespectoapuntosarriostra-dosadyacentes.Unarriostramiento nodalcontrolaelmovimientoenelpuntoarriostradosininteraccióndirectaconlospuntosarriostradosadyacentes.Laresistencia disponibley la rigidez del arriostramiento deben igualar o exceder los límites requeridos, a menos que el análisis indique que se justifican valores menores.
Envezdelosrequisitosdeesteanexo,sepermitehacerunanálisis de segundo ordenqueincluyaladesalineacióninicialdelmiembroparaobtenerlaresistenciayrigidezdelosarriostramientos.
6.2. COLUMNAS
Sepermitearriostrarunacolumna individualenlospuntosextremoseintermediosalolargodesulongitudtantoporsistemasdearriostramientorelativoynodal.Sesuponequelosarriostramientosnodalesestánigualmenteespaciadosalolargodelacolumna.
ANEXO 6
ARRIOSTRAMIENTOS PARA LA ESTABILIDAD DE COLUMNAS Y VIGAS
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ESPECIFICACIONES 16-261
PAR
TE
16
1. Arriostramiento Relativo
Laresistenciarequeridadelarriostramientoes (A-6-1)
Larigidezrequeridadelarriostramientoes
(A-6-2)
donde φ = 0.75 (LRFD) Ω = 2.00 (ASD)
Lb =distanciaentrearriostramientos,cm(mm)
Para diseño de acuerdo con la Sección B3.3 (LRFD)
Pr=resistencia axial de compresión requerida usando las combinaciones de cargas LRFD,Kg(N)
Para diseño de acuerdo a la Sección B3.4 (ASD)
Pr=resistenciaaxialdecompresiónrequeridausandocombinaciones de carga ASD,Kg(N)
2. Arriostramiento Nodal
Laresistenciarequeridadelosarriostramientoses (A-6-3)
La rigidezrequeridadelosarriostramientoses
(A-6-4)
donde φ = 0.75 (LRFD) Ω = 2.00 (ASD)
Para diseño de acuerdo con la Sección B3.3 (LRFD)
Pr=resistencia axial de compresión requerida usando combinaciones de carga LRFD,Kg(N)
Para diseño de acuerdo a la Sección B3.4 (ASD)
Pr=resistenciaaxialdecompresiónrequeridausandocombinaciones de carga ASD,Kg(N)
0.004br rP P=
0.01br rP P=
( )21LRFDr
brb
P
Lβ
= Φ
( )2ASDr
brb
P
Lβ
= Ω
( )81LRFDr
brb
P
Lβ
= Φ
( )8ASDr
brb
P
Lβ
= Ω
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16-262 ESPECIFICACIONES
CuandoLb esmenorqueLq,dondeLqeslamáximalongitudnoarriostradaparalafuer-zadecolumnarequeridacon Kiguala1.0,entoncessepermitequeLb enlaEcuaciónA-6-4seatomadoigualaLq.
6.3. VIGAS
Enlospuntosdesoporteparavigasyenrejados,debeproveerserestricciónalarotaciónen torno a su eje longitudinal. El arriostramiento de viga debe prevenir el desplaza-mientorelativoentrelasalassuperioreinferior,enotraspalabras,elgirodelasección.Debesuministrarseestabilidadlateralmediantearriostramiento lateral,arriostramien-to torsionalounacombinacióndeambos.Enmiembrossolicitadosporflexión en doble curvatura, el punto de inflexión no debe considerarse un punto de arriostramiento.
1. Arriostramiento Lateral
Elarriostramientodebeconectarsecercadelalaencompresión,exceptoparamiembrosenvoladizo,dondeunarriostramientoenelextremodebeconectarsecercadelalasupe-rior (tracción). En el caso de vigas solicitadas por flexión en doble curvatura a lo largo delalongitudaserarriostrada,elarriostramientolateraldebeconectarseaambasalasen el punto de arriostramiento más cercano al punto de inflexión.
1a. Arriostramiento Relativo
Laresistenciarequeridadelarriostramientoes (A-6-5)
Larigidez requeridadelarriostramientoes
(A-6-6)donde
φ = 0.75 (LRFD) Ω = 2.00 (ASD)
h0= distanciaentreloscentroidesdelasalas,mmCd = 1.0 para flexión en curvatura simple;2.0paradoblecurvatura; Cd=2.0 sólo se aplica al arriostramiento más cercano al punto de inflexiónLb=longitud no arriostradalateral,mm
Para diseño de acuerdo con la Sección B3.3 (LRFD)
Mr =resistencia de flexión requeridausandocombinaciones de carga LRFD, Kg-m(N-mm)
Para diseño de acuerdo a la Sección B3.4 (ASD)
Mr=resistencia de flexión requeridausandocombinaciones de carga ASD, Kg-m(N-mm))
00.008 /br r dP M C h=
( )0
41LRFDr d
brb
M C
L hβ
= Φ
( )0
4ASDr d
brb
M C
L hβ
= Ω
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-263
PAR
TE
16
1b. Arriostramiento Nodal
Laresistenciarequeridadelarriostramientoes (A-6-7)
Larigidezrequeridadelarriostramientoes
(A-6-8)
donde φ = 0.75 (LRFD) Ω = 2.00 (ASD)
Para diseño de acuerdo con la Sección B3.3 (LRFD)
Mr = resistencia de flexión requerida usando combinaciones de carga LRFD, Kg-m(N-mm)
Para diseño de acuerdo a la Sección B3.4 (ASD)
Mr = resistencia de flexión requerida usando combinaciones de carga ASD, Kg-m(N-mm)
CuandoLbesmenorqueLq, la longitudnoarriostradamáximaparaMr,entoncessepermiteque Lb enlaEcuaciónA-6-8seatomadoigualaLq.
2. Arriostramiento Torsional
Sepermitedararriostramiento torsional tantonodal comocontinuoa lo largode lalongituddelaviga.Sepermiteunirelarriostramientoencualquierubicacióndeseccióntransversalyestenonecesitaestarunidocercadelalaencompresión.Laconexiónentreunarriostramientotorsionalylavigadebesercapazdesoportarelmomentorequeridodadoacontinuación.
2a. Arriostramiento Nodal
Elmomentodearriostramientorequeridoes
(A-6-9)
Larigidezrequeridadelmarcotransversalorigidezdeldiafragmaes
(A-6-10)
00.02 /br r dP M C h=
0.024 rbr
b b
M LM
nC L=
( )0
101LRFDr d
brb
M C
L hβ
= Φ
( )0
10ASDr d
brb
M C
L hβ
= Ω
β βββ
TbT
T=
−
1sec
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16-264 ESPECIFICACIONES
donde
(A-6-11)
(A-6-12)
donde φ = 0.75 (LRFD) Ω = 3.00 (ASD)
Nota: Ω = 1.52/φ=3.00enlaEcuaciónA-6-11porqueeltérminodemomentoestáalcuadrado.
L =longituddelaluz,m(mm)n =númerodepuntosarriostrados nodalmentedentrodelaluzE =módulodeelasticidaddelacero=2040000Kg/cm2(200000MPa)I
y =momentodeinerciafueradelplano,cm4(mm4)C
b = factor de modificación definido en el Capítulo Ftw =espesordelatiesadordelalma,cm(mm)
bs =anchodelatiesador,paraatiesadoresdeunlado(usardosveceselancho
delatiesadorindividualparaparesdeatiesadores),cm(mm)βT =rigidezdelosarriostramientosexcluyendoladistorsióndelalma, Kg-m/radian(N-mm/radian)β
sec = rigidez distorsionaldelalma,incluyendoelefectodeatiesadores
transversalesdelalma,siloshay,Kg-m/radian(N-mm/radian)
Para diseño de acuerdo con la Sección B3.3 (LRFD)
Mr = resistencia de flexión requerida usando combinaciones de carga LRFD,
Kg-m(N-mm)
Para diseño de acuerdo a la Sección B3.4 (ASD)
Mr = resistencia de flexión requerida usando combinaciones de carga ASD,
Kg-m(N-mm)
Si βsec < βT,laEcuaciónA-6-10esnegativa,loqueindicaqueelarriostramientotorsional
delaviganoseráefectivodebidoaquelarigidezdistorsionaldelalmaesinadecuada
Cuandoserequiera,elatiesadordelalmadebeabarcarlaalturatotaldelmiembroarrios-tradoydebeestarunidoalalasielarriostramientotorsionaltambiénestáunidoalala.Demanera alternativa, es aceptabledejar el atiesador a unadistancia igual a 4tw decualquieraladevigaquenoestédirectamenteunidaalarriostramientotorsional.Cuan-doLbesmenorqueLq,entoncessepermitequeLbenlaEcuaciónA-6-9seatomadoiguala Lq.
3 30
sec0
1.53.3
12 12w s sh t t bE
hβ
= +
βφT
r
y b
LM
nEI C=
( )1 2 4 2
2
.LRFD β
Tr
y b
LM
nEI C=
( )Ω
2 4 2
2
.ASD
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-265
PAR
TE
16
2b. Arriostramiento Torsional Continuo
Paraarriostramientoscontinuosusar lasEcuacionesA-6-9,A-6-10yA-6-13conL/ntomadocomo1.0yLb tomadocomoLq;elmomentoyrigidezdelarriostramientosedanporunidaddelongituddeluz.Larigidezdistorsionalparaunalmanoatiesadaes
(A-6-13)βsec
.=
3 3
12
3
0
Et
hw
CorporaCión instituto Chileno del aCero
16-266 ESPECIFICACIONES
ANEXO 7
MÉTODO DIRECTO DE ANÁLISIS
Esteanexotrataelmétodo directo de análisisparasistemasestructuralescompuestospormar-cos de momento, marcos arriostrados, muros de corteounacombinacióndeellos.
El anexo se organiza como sigue:7.1. RequisitosGenerales7.2. CargasFicticias7.3. LimitacionesdeDiseño-Análisis
7.1. REQUISITOS GENERALES
LosmiembrosdebencumplirlasdisposicionesdelaSecciónH1conlasresistenciasno-minalesdecolumna, Pn,determinadasusandoK=1.0.Lasresistencias requeridasparamiembros,conexionesyotroselementosestructuralesdebenserdeterminadasusandounanálisis elásticodesegundoordenconlaslimitacionespresentesenlaSección7.3.Enelanálisissedebenconsiderar todas lasdeformacionesdecomponentesy lasco-nexionesquecontribuyanaldesplazamientolateraldelaestructura.
7.2. CARGAS FICTICIAS
Sedebenaplicarcargas ficticiasalsistemademarcolateralparatomarencuentalosefectosdelasimperfeccionesgeométricas,inelasticidad,oambos.Lascargas ficticiassoncargas laterales aplicadas en cada nivel del marco y que se especifican en términos de lascargas gravitacionalesaplicadasendichonivel.Lacarga gravitacionalusadapara determinar la carga teórica debe ser igual o mayor que la carga gravitacionalasociadaalacombinación de cargaqueseestáevaluando.Lascargas ficticiasdebenaplicarseenladirecciónqueaportealosefectosdesestabilizadoresbajolacombinación de carga especificada.
7.3. LIMITACIONES DE DISEÑO-ANÁLISIS
(1) Elanálisis de segundo ordendebeconsiderarlosefectosP-δyP-∆. Se permite hacerelanálisisusandocualquiermétodogeneraldeanálisisdesegundoorden,oporelmétododeanálisis de primer orden amplificado de la Sección C2, siem-prequelosfactoresB1yB2sebasenenlasrigideces reducidas definidas en las EcuacionesA-7-2 yA-7-3. Se deben llevar a cabo análisis de acuerdo con losrequisitos de diseño y carga especificados tanto en la Sección B3.3 (LRFD) como B3.4(ASD).ParaASD,elanálisisdesegundoordendebedesarrollarsebajo1.6veceslascombinaciones de carga ASDylosresultadosdebendividirsepor1.6paraobtenerlasresistencias requeridas.
SepermitenlosmétodosdeanálisisquedesprecienlosefectosP-δeneldesplaza-mientolateraldelaestructura,siemprequelascargas axialesentodoslosmiem-bros cuyas rigideces a flexión se consideran en la contribución a la estabilidad
CorporaCión instituto Chileno del aCero
ESPECIFICACIONES 16-267
PAR
TE
16
lateral de la estructura satisfagan el siguiente límite: (A-7-1)
dondePr =resistenciadecompresiónaxialobtenidaconlascombinaciones de cargaLRFDoASD,Kg(N)PeL=π2EI/L2, evaluado en el plano de flexióny
α=1.0(LRFD) α=1.6(ASD)(2)Unacargaficticia,N
i=0.002Y
i,aplicadaindependientementeendosdirecciones
ortogonales, debe aplicarse como carga lateral en todas las combinacionesdecargas.Estacargadebeagregarsealasdemáscargaslaterales,silashay,
dondeNi = cargalateralteóricaaplicadaenelniveli,Kg(N)Yi= carga gravitacional de la combinación de carga LRFDo1.6vecesla combinacióndecargaASDaplicadaenelniveli,Kg(N)
El coeficiente de carga teórica de 0.002 se basa en una razón de falta de verticalidad ini-cial de piso de 1/500. Cuando se justifique suponer un desaplomo menor, el coeficiente decargateóricapuedeajustarseproporcionalmente.
Paramarcosdondelarazóndedesplazamientolateraldesegundoordenadesplazamien-to lateral de primer orden es igual o menor a 1.5, se permite aplicar la carga ficticia Nicomo una carga lateral mínima para las combinaciones de carga sólo gravitacionales y noencombinaciónconotrascargaslaterales.
En todos los casos, se permite usar la geometría deformada supuesta en el análisis de la estructura en vez de aplicar una carga ficticia o una carga lateral mínima como se define arriba.
Nota: En los cálculos anteriores se usan las rigideces no reducidas (EIyAE).LarazóndeldesplazamientolateraldesegundoordenadesplazamientolateraldeprimerordenpuederepresentarseporB2,calculadousandolaEcuaciónC2-3.Deformaalternativa,larazónpuedecalcularsecomparandolosresultadosdeunanálisisdesegundoordenconlosdeunanálisisdeprimerorden,dondelosanálisisderealizantantobajolascombina-cionesdecargasLRFDdirectamenteobajocombinacionesdecargaASDconunfactor1.6aplicadoalascargasgravitacionalesASD.
(3) Una rigidez a flexión reducida, EI*,
(A-7-2)
debe ser usada para todos los miembros cuya rigidez a flexión se considere que contri-buyealaestabilidadlateraldelaestructura,
<0.15r eLP Pα
EI EIb
* .= 0 8τ
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16-268 ESPECIFICACIONES
dondeI = momento de inercia con respecto al eje de flexión, cm4(mm4)τb=1.0paraαPr/Py ≤ 0.5=4[αPr/Py(1-αPr/Py)]paraαPr/Py>0.5Pr=resistenciaacompresiónaxialrequeridaobtenidaparalascombinaciones de cargaLRFDoASD,Kg(N)Py=AFy,resistencia de fluenciadelmiembro,Kg(N)
y α =1.0(LRFD) α=1.6(ASD)Envezdeusarτb<1.0dondeαPr/Py >0.5,puedeusarseτb=1.0entodoslosmiem-bros,siemprequeunacarga ficticiaaditivade0.001Yiseaagregadaalascargateóricarequeridaen(2).
(4)Unarigidezaxialreducida,EA*,
(A-7-3)
debeserusadaparatodolosmiembroscuyarigidezaxialseconsiderequecontribuyealaestabilidad lateraldelaestructura,dondeAeseláreadelaseccióntransversaldelmiembro.
* 0.8EA EA=
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COMENTARIOSSobre las Especificaciones para Edificios de Acero
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CAPÍTULO A
DISPOSICIONES GENERALES
A1. ALCANCE
El alcance de esta especificación es más amplio que el de las dos Especificaciones AISC que reemplaza: la 1999 Load and Resistance Factor Design Specification for Structural Steel Buildings (AISC2000b)yla1989ASD Specification (AISC, 1989). Esta Especifi-cación combina las dos especificaciones mencionadas e incorpora las disposiciones del Load and Resistance Factor Design Specification for Hollow Structural Sections (AISC2000),laSpecification for Allowable Strength Design of Single Angle Members (AISC,1989)ylaLoad and Resistance Factor Design Specification for Single Angle Members (AISC 200a). El propósito fundamental de las disposiciones en esta especificación es ladeterminacióndelaresistencianominalydisponibledelosmiembros,conexionesyotros componentes de las estructuras de edificaciones en acero.
La Resistencia Nominal se define normalmente en términos de la resistencia ante un determinadoefectodelascargas,talescomoEsfuerzoAxial,MomentodeFlexión,Es-fuerzodeCorteoMomentodeTorsión,sinembargo,enalgunoscasosesexpresadaentérminosdeunatensión.
La Especificación entrega dos métodos de diseño:
(1)Diseño en Base a Factores de Carga y Resistencia (LRFD): La resistencia nominalsemultiplicaporunfactorderesistenciaφ, y la resistencia de diseño así obtenidadebeserigualomayorquelaresistenciarequeridaporeldiseño,deter-minadamedianteunanálisisdelaestructuraparalascombinacionesdecargasLRFD apropiadas, especificadas en el código de edificación aplicable.
(2)Diseño en Base a Resistencias Admisibles (ASD):Laresistencianominalsedivide por un factor de seguridad Ω, y la resistencia admisible obtenida debe ser igualomayorquelaresistenciarequeridaporeldiseño,determinadamedianteunanálisisdelaestructuraparalascombinacionesdecargasASDapropiadas,especificadas en el código de edificación aplicable.
Esta Especificación da disposiciones para determinar los valores de las resistencias no-minales de acuerdo con los estados límite aplicables y entrega los valores correspon-dientesdelosfactoresderesistenciaφ y de los factores de seguridad Ω. Los factores de seguridad ASD han sido calibrados para dar la misma confiabilidad estructural y el mismotamañodelascomponentesquedaelmétodoLRFDparaunarazóndecargavivaacargamuertade3.
La Especificación se aplica tanto a edificios como a otras estructuras. Muchas estructu-ras que se encuentran en plantas petroquímicas, de energía eléctrica y otras aplicaciones industriales son diseñadas, fabricadas e instaladas de una manera similar a los edificios. No se pretende que esta especificación se aplique a estructuras de acero con sistemas estructuralesresistentesacargastantoverticalescomolateralesquenoseansimilaresaedificios, tales como cáscaras o cables en catenaria.
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Para efectos de esta Especificación, HSS se definen como secciones tubulares de espesor constanteyseccióntransversalconstantedetiporedondocuadradoorectangularfabri-cadas mediante conformado de planchas (cortada de flejes o banda) a la forma deseada uniendolosladosmedianteunacosturadesoldaduracontinua.Seencuentrainforma-ciónpublicadaquedescribelosdetallesdelosdistintosmétodosusadosparafabricarHSS(Gram.,1965;STI,1966)
ElCode of Standard Practice for Steel Buildings and Bridges (AISC, 2005) define las practicascomúnmenteaceptadasenestándaresyenlaprácticacotidianaparalafabrica-ciónymontajedelaceroestructural.DeestamanerasepretendequeelCode of Standard Practicebásicamentesirvacomoundocumentocontractualparaserincorporadoenloscontratosentrecompradoryvendedorofabricantedeaceroestructural.AlgunaspartesdelCode of Standard Practice,sinembargo,sonlabaseparaalgunasdelasdisposicio-nes de esta Especificación. En consecuencia el Code of Standard Practiceescitadoenalgunos lugares de esta especificación para mantener el vínculo entre estos documentos cadavezqueesnecesario.
A2. REFERENCIAS: ESPECIFICACIONES, CÓDIGOS Y ESTÁNDARES
La Sección A2 entrega las referencias a los documentos que son citados en esta especifi-cación. Debe tenerse presente que no todos los grados de una especificación de un mate-rial determinado son necesariamente aceptados para ser usados con esta Especificación. ParaunalistadelosmaterialesygradosaprobadosdebeconsultarselaSecciónA3.
A3. MATERIAL
1. Materiales para Acero Estructural
1a. Designaciones ASTM
Hay cientos de materiales y productos de acero. Esta Especificación sólo presenta aque-llosproductos/materialesdeusocomúndeingenierosestructuralesycuyodesempeñoesreconocidamentesatisfactorio.Otrosmaterialespuedenresultarapropiadosparaapli-caciones específicas, pero su evaluación es responsabilidad del ingeniero que los espe-cifica. Además de las propiedades resistentes típicas, pueden agregarse consideraciones respectoapropiedadesresistentesenladireccióntransversal,ductilidad,deformabili-dad,imperfecciones,soldabilidadincluidalasensibilidadaciclostérmicos,tenacidadamuescasyotrasformasdegrietas,revestimientosyresistenciaalacorrosión.Con-sideracionesrespectodeltipodeproductospuedenincluirconsideracionesadicionalesa los efectos de producción del material, tolerancias, ensayos, informes y superficie de perfiles. Perfiles Estructurales Laminados en Caliente.Losgradosdelosacerosaceptadosparaser usados por esta Especificación, cubren las especificaciones ASTM, hasta una tensión de fluencia de 690 MPa (7034 Kg. /cm2). Algunas de las especificaciones ASTM esta-blecen un valor mínimo del punto de fluencia, mientras otras especifican una resistencia mínima a fluencia. El término “tensión de fluencia” es usado como un término genérico en esta Especificación, para referirse ya sea al punto de fluencia o a la resistencia de fluencia. Es importante estar consciente de las limitaciones de disponibilidad que pue-
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danexistirparaalgunascombinacionesderesistenciaytamaño.Notodoslostamañosdesecciones estructurales están incluidos en las distintas especificaciones de materiales. Por ejemplo, el acero de la especificación A572/A572M, cuya tensión de fluencia es 415 MPa (4222Kg/cm2)incluyeplanchassólodehasta32mm(3,2cm)deespesor.Otralimitacióndedisponibilidades es que aun cuando un productor esté incluido en esta Especificación, puede ser de producción poco frecuente de las fábricas. Al especificar estos productos puede resul-tarenretrasosdelospedidos,amenosquesesolicitaengrandescantidadesdirectamentealproductor. En consecuencia, es prudente, verificar la disponibilidad antes de completar el de-tallamiento.EnelsitiowebdelAISCseentregaestainformación(www.aisc.org)ylarevistadeAISCModern Steel Constructionpublicatablasdedisponibilidaddosvecesporaño.
Laspropiedadesenladireccióndellaminado,sondeespecialinteréseneldiseñodees-tructuras de acero. De aquí que la tensión de fluencia determinada mediante el ensayo de tracción,eslapropiedadmecánicamásimportanteparalaseleccióndeacerosaserusadosde acuerdo con esta Especificación. Debe reconocerse que otras propiedades físicas y mecá-nicas del acero laminado, tales como anisotropía, ductilidad, tenacidad, formabilidad, resis-tenciaalacorrosión,etc.,puedentambiénserimportantesparaundesempeñosatisfactoriodelaestructura.
No es posible incorporar en el Comentario información adecuada suficiente para dar una completacomprensióndetodoslosfactoresquemerecenserconsideradosenlaseleccióny especificación de los materiales para una aplicación determinada. En dicha condición se recomienda al usuario de esta especificación hacer uso de las referencias de los materiales contenidos en la literatura en las propiedades específicas que interesan y para especificar pro-ducción de material suplementario o requisitos de calidad de acuerdo con las especificacio-nesASTMdemateriales.Unodetalescasoseseldiseñodeconexionessoldadasaltamenterestringidas(AISC,1973).Elacerolaminadoesanisotrópico,especialmenteenloconcer-nientealaductilidad;enconsecuencia,lasdeformacionesporcontraccióndelassoldadurasenzonadeconexionessoldadasaltamenterestringidas,puedenexceder laresistenciadelmaterial,cuandonoseprestaunaatenciónespecialalaseleccióndelmaterial,detallamiento,manodeobraeinspección.
Otrasituaciónespecialeselcontroldelafracturaeneldiseñoparaciertotipodecondicionesdeservicio(AASHTO,1998).Paracondicionesdeservicioespecialmentedemandante,talescomoestructurassometidasabajastemperaturas,particularmentecuandoestánexpuestasacargasdeimpacto,puederequerirseunatenacidadalensayodeimpactomayor.Sinembargopara la mayoría de los edificios, el acero estará a temperatura relativamente moderada, las tasasdedeformacióncorrespondenacargasesencialmenteestáticasytantolaintensidaddelascargascomoelnúmerodeciclosatensióncompletasonbajos.Consecuentemente,laprobabilidad de fractura en la mayoría de los edificios es baja. La mano de obra de calidad y el buen detallamiento de la geometría de la unión que evite concentraciones severas de ten-sionessongeneralmentelosmediosmásefectivosdeconseguirunaconstrucciónresistentealafractura.
Tubos Estructurales (HSS). Las propiedades mínimas especificadas a tracción se resumen en la Tabla C-A3.1 para la especificación de varias calidades y grados del material de seccio-nes tubulares HSS y cañerías. El acero especificado ASTM A53 Grado B se incluye como material aprobado para ser especificado en cañerías, debido a que es el más fácil de conseguir enlosEstadosUnidos.
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Otros productos estadounidenses HSS cuyas propiedades y características son similares alosproductosASTMaprobados,sonproducidosenCanadábajolos General Require-ments for Rolled or Welded Structural Quality Steel (CSA, 2003). En suma, la cañería es producida por otras especificaciones que satisfacen requisitos de resistencia, ductilidad y soldabilidaddelosmaterialesenlaSecciónA3,peropuedehaberrequisitosadicionalesparamedirlaresistenciaafractura,ensayodetenacidadporimpactooensayodepre-sión. Las cañerías pueden ser fácilmente obtenidas en calidad ASTM A 53 y HSS redon-dosencalidadASTMA500GradoBestambiéncomún.ParatubosHSSrectangulares,ASTMA500GradoBeselmaterialmásfácilmentedisponible,cualquierotromaterialnecesitaunaordenespecial.Dependiendodeltamaño,puedenobtenerseHSSredondossoldados o sin costura. En Norteamérica, sin embargo, todos los HSS rectangulares,calidad ASTM A500 para fines estructurales son soldados. Los HSS rectangulares difie-rendelasseccionescajónenqueposeenespesoruniformeexceptoporelaumentodeespesorenlasesquinasredondeadas.
El acero ASTM A500 Grado A no satisface el “límite de aplicabilidad” de la ductilidad para conexiones directas de la Sección K2.3a (12). Este límite requiere que Fy/Fu ≤ 0.8. Cuando se determina que otros materiales satisfagan el límite de ductilidad, es impor-tante destacar que ASTM A500 permite que la resistencia de fluencia sea determinada ya seaporel0.2%dedeformaciónremanenteoel0.5%deelongaciónbajocarga(EUL).Puesto que los materiales que satisfacen ASTM A500 son deformados en frío y presen-tan curvas tensión-deformación sin meseta de fluencia, el último método indica resisten-cias de fluencia mayores que el 0.2% de deformación remanente. El límite de ductilidad se pretende aplicar a resistencias de fluencia determinadas por el 0.2% de deformación remanente.Sinembargo, los informesdel fabricantepueden indicar la resistenciadefluencia (EUL), lo que trae la pregunta de hasta dónde el material tiene adecuada ductili-
TABLA C-A3.1Propiedades de Tensión Mínimas de Aceros
para HSS y TuberíasEspecificación Grado Fy ’ ksi (MPa) Fu ’ ksi (MPa)
ASTM A53 B 35 (240) 60 (415)
ASTM A500 (round)ABC
33 (228)42 (290)46 (317)
45 (311)58 (400)62 (428)
ASTM A500 (rectangular)ABC
39 (269)46 (317)50 (345)
45 (311)58 (400)62 (428)
ASTM A501 — 36 (248) 58 (400)
ASTM A618 (round)I y IIIII
50 (345)50 (345)
70 (483)65 (450)
ASTM A847 — 50 (345) 70 (483)
ASTM A5 350W 51 (350) 65 (450)
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dad.Enalgunoscasospuedesernecesariorealizarensayosdetracciónadicionalesparadeterminar la resistencia de fluencia con el criterio del 0.2% de deformación remanente. AuncuandolacalidadASTMA501incluyeHSSrectangulares,losHSSrectangularesdeformadosencalientenosonproducidosnormalmenteenEstadosUnidos.Losrequisi-tosdelGeneral Requirements for Rolled or Welded Structural Quality Steel(CSA,2003)incluyen la Clase C (conformado en frío) y la Clase H (conformado en frío y liberado de tensiones).LosHSSclaseHtienennivelesrelativamentebajosdetensionesresiduales,loquemejorasudesempeñoencompresiónypuedeproveerdeunamejorductilidadenlasesquinasdeHSSrectangulares.
1c. Perfiles Laminados Pesados
La intersección ala-alma al igual que el centro del alma de perfiles pesados laminados en caliente,aligualquelazonainternadeplacasgruesas,puedencontenerunaestructuradegranomásgruesoy/omenortenacidadqueotraszonasdeestosproductos.Estaesprobablementecausadaporsegregacióndellingote,debidoalamenordeformacióndu-ranteelprocesodelaminado,mayortemperaturadeterminaciónytasadeenfriamientomás lenta después del proceso de laminado. Esta característica no reduce las cualidades delosmiembroscomprimidosenelcasodemiembrosnosoldados.Sinembargo,cuan-dosetraslapanseccionestransversalespesadasoselasconectamediantesoldadurasdepenetracióncompletaqueseextiendenmásalládelazonadegranogruesoy/olaszonasinterioresdemenortenacidad,lastraccionesinducidasporlaretraccióndelasoldadurapuedenderivarenagrietamiento.Unejemploesunaconexióndeunavigapesadaaunacolumnacualquieramediantesoldaduraderanuradepenetracióncompleta.Cuandolosmiembrosdemenorespesorsonunidosmediantesoldaduraderanuradepenetracióncompleta,lasoldadurainducemenoresdeformacionesderetracción,conlocualelgranomás fino y/o mayor tenacidad superficial del material de los perfiles ASTM A6/A6M y de las secciones pesadas fabricadas, reducen significativamente el agrietamiento poten-cial.Unejemploesunaconexióndeunavigacualquieraaunacolumnapesadamediantesoldaduraderanuradepenetracióncompleta.
En el caso de aplicaciones críticas tales como miembros principales en tracción, el ma-terial debería ser especificado para proveer una adecuada tenacidad a la temperatura de servicio.DebidoalasdiferenciasentrelatasadedeformacióndelensayodeimpactoenprobetaconmuescadeCharpy(CVN)ylatasarealqueexperimentanlasestructuras,elensayoCVNserealizaaunatemperaturamayorquelatemperaturadeservicioestimadaanticipadamente para la estructura. La ubicación de los especímenes CVN (“ubicación núcleo alternativo”) es especificada en el estándar ASTM A6/A6M, Supplemental Re-quirementS30.
LosrequisitosdetenacidaddemuescadelaSecciónA3.1csólopretendenproveerma-terialesdetenacidadrazonableparacondicionesdeserviciocorrientes.Paracondicionesinusualesy/obajas temperaturasde servicio,puedeserapropiado imponer requisitosmásrestrictivosdelensayodemuescaparaotrostamañosdeseccionesyespesores.Parareducirelpotencialdefractura,losrequisitosdelensayodemuescadelaSecciónA3.1cdebenserusadosjuntoconundiseñoyprocedimientodefabricaciónadecuados.LasSeccionesJ1.5,J1.6,J2.6yJ2.7danrequisitosespecialesparaestoscasos.
ParaseccionesWenderezadasmedianteprocedimientosrotatorios,unáreademuesca
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reducidahasidodocumentadaenunaregiónlimitadadelalmainmediatamenteadya-centealala.EstaregiónpuedeexistirenseccionesWdetodoslospesos,nosólolaspesadas. En el Capítulo J se presentan consideraciones de diseño y detallamiento que reconocenestasituación.
2. Aceros Fundidos y Forjados
Hay numerosas especificaciones ASTM para aceros fundidos. El SFSA Steel Casting Handbook (SFSA, 1995) recomiendaASTMA 216 para ser usado en estructuras deacero.ElSFSArecomiendaademásotrosrequerimientosquedebenserconsideradosparaacerosfundidos.Porejemplo,puedeserapropiadoinspeccionarlaprimerapiezamediante partículas magnéticas de acuerdo con ASTM E125, grado 1a, b o c. La inspec-ción radiográfica nivel III puede ser deseable en secciones críticas de la primera pieza fundida.Ensayosultrasónicos(UT)deacuerdoconASTME609,puedenserapropiadospara primeras piezas fundidas de espesores mayores a 6“. La aceptación del diseño, aprobacióndelamuestra,ensayosnodestructivosperiódicosdelaspropiedadesmecá-nicas, ensayos de químicos y la selección de una correcta especificación de la soldadura deberían estar entre los procedimientos definidos en la selección y producción de aceros fundidos.SedebetenerencuentalaSFSA(1995)parainformacióndediseñoenrela-ciónaacerosfundidos.
3. Pernos, Golillas y Tuercas
La Especificación ASTM para pernos A307 cubre dos grados de conectores mecánicos. Ambos grados pueden ser usados con esta especificación; sin embargo, debería notarse que el Grado B se aplica a pernos de empalmes de cañerías y el Grado A es el grado que sehausadoextensivamenteparaaplicacionesestructurales.
4. Barras de Anclaje y Barras con Hilo
La especificación fundamental para barras de anclaje es la norma ASTM F1554. Dado que hay un límite a la longitud máxima disponible de pernos ASTM A325/A325M y ASTMA490/A490M,elintentoparausarestospernoscomobarrasdeanclajeconlon-gitudesdediseñomayoresalaslongitudesmáximasdisponibleshaocasionadoproble-mas en el pasado. Al incluir en esta especificación material de calidad ASTM A449 y A354,ellopermiteelusodematerialesdealtaresistenciaparapernosmáslargosquelospernosdecalidadASTMA325/A325MyASTMA490/A490M.
El ingeniero inspector debería especificar los requerimientos de resistencia para barras conhiloqueseusancomomiembrosquesoportancargas.
5. Metal de Aporte y Fundente Las especificaciones de la AWS para metal de aporte detalladas en la Sección A3.5 son de tipo general e incluyen la clasificación del metal de aporte apropiada para la cons-trucción de edificios. La AWS D1.1 Structural Welding Code Steel(AWS,2004)detallaen la Tabla 3.1 varios electrodos que pueden ser usados para las especificaciones de procedimientos de soldadura precalificados, que se aplican a varios aceros que van a ser conectados. La lista no incluye varias clasificaciones de metal de aporte que no son
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apropiadasparaaplicacionesestructurales.Losmetalesdeaportedetalladosenvariasespecificaciones AWS A5 pueden o no especificar propiedades de tenacidad mediante el ensayo de muesca, dependiendo de la clasificación de electrodos específicos. La Sección J2.6 identifica ciertas uniones soldadas en las cuales la tenacidad en ensayo de muesca del metal de aporte se necesita en la construcción de edificios. Pueden presentarse otras situaciones en las cuales el ingeniero inspector puede elegir especificar el uso de metal de aporte con determinadas características de tenacidad medidas en ensayo de muesca, tales como estructuras sometidas a tasas elevadas de aplicación de carga, cargas cíclicas o cargas sísmicas. Dado que la AWS D1.1 no requiere automáticamente que el metal de aporte que se use tenga propiedades de tenacidad especificadas de acuerdo con un ensa-yodemuesca,esimportantequeelmetaldeaportequeseuseenesasaplicacionesseade una Clasificación AWS que exijan las propiedades antes mencionadas. Esta informa-ción puede encontrarse en la Especificación AWS para Metal de Aporte y se encuentra a menudo en el Certificado del Fabricante del Metal de Aporte en conformidad con las especificaciones del producto.
Cuando se especifica metal de aporte y/o fundente de acuerdo a la designación AWS, se deberán revisar cuidadosamente las especificaciones aplicables para asegurar que se entiendacompletamenteladesignaciónreferenciada.Estoesnecesarioporquelossis-temasdedesignaciónAWSnosonconsistentes.Porejemplo,enelcasodeelectrodosrecubiertos para soldadura al arco (AWS A5.1), los primeros dos o tres dígitos indican la clasificación según la resistencia nominal a la tracción, en ksi, del metal de aporte y los dos dígitos finales el tipo de recubrimiento. En el caso de designaciones métricas los primeros dos dígitos multiplicados por 10 indican la clasificación de acuerdo a la resis-tencianominalatracciónenMPa.Enelcasodeelectrodosparaarcosumergidousadosen fábricas (AWS A5.17), los primeros uno o dos dígitos multiplicados por 10 indican la clasificación de acuerdo a la resistencia nominal a tracción, tanto para unidades ingle-sas como métricas, mientras que el o los dígitos finales multiplicados por 10 indican la temperaturadeensayoengradosF,paraensayosdeimpactodelmetaldeaporte.Enelcasodeelectrodosrecubiertosparasoldaduraalarcodeacerosdebajaaleación(AWSA5.5),ciertaspartesdeladesignaciónindicanunrequisitodealiviamientodetensiones,mientrasotrasindicanlaausenciadeesterequisito.
Los ingenieros generalmente no especifican el metal de aporte preciso que debe ser empleadoenunaestructuraparticular.Ladecisióndecuálprocesodesoldadurayquémetaldeaportedebeserutilizado,esnormalmenteladecisióndelfabricanteodelinge-nierodemontaje.Loscódigosrestringenelusodeciertosmetalesdeaporte,oimponenensayos de calificación para demostrar si es apropiado el uso de un electrodo específico, demaneradeasegurarelusodeunmetaldeaporteadecuado.
A4. PLANOS DE DISEÑO Y ESPECIFICACIONES PARA ESTRUCTURAS
La lista abreviada de requisitos en esta especificación pretende ser compatible y a la vezresumirrequisitosmásdetalladosdelaSección3delCode of Standard Practice for Steel Buildings and Bridges (AISC, 2005). El usuario debería referirse para información más detallada a la Sección 3 del Code of Standard Practice for Steel Buildings and Bridges.
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B1. DISPOSICIONES GENERALES
Las ediciones anteriores de la Especificación contenían una sección titulada “Tipos de Construcción”, por ejemplo, la Sección A2 en la Especificación LRFD 1999 (AISC2000b). En esta Especificación no existe dicha sección y los requisitos relacionados a “tipos de construcción” se encuentran divididos entre la Sección B1, Sección B3.6 y la SecciónJ1.
Históricamente, “Tipos de Construcción” era la sección que establecía qué tipo de es-tructuras cubría la Especificación. El prefacio a la Especificación LRFD 1999 (AISC,2000b) sugiere que el propósito de la Especificación es “proveer criterios de diseño para las aplicaciones de uso rutinario y no proveer criterios específicos para problemas que ocurren menos frecuentemente”. El prefacio a la Especificación1978(AISC,1978)contiene una explicación similar. Mientras lo que se define como “uso rutinario” puede ser difícil de describir, el contenido de “Tipos de Construcción” ha estado claramente orientado a edificios con marcos con vigas, columnas y sus conexiones.
LaEspecificación 1969 (AISC, 1969) clasificó los “tipos de construcción” como Tipos 1,2ó3.Ladistinciónbásicaentreestostrestiposdeconstruccióneralanaturalezadelas conexiones de las vigas a las columnas. La construcción Tipo 1 incluía “marcos rígidos”, denominados ahora marcos resistentes a momento, con conexiones capaces de trasmitir momentos. La construcción Tipo 2 incluía “marcos simples” en los cuales no había transferencia de momentos entre vigas y columnas. La construcción Tipo 3 incluía los “marcos semi-rígidos”, que usaban conexiones parcialmente restringidas y estas eran permitidas si era posible predecir en forma confiable tanto la flexibilidad de la conexión comosucapacidaddetransferirmomento.
LaEspecificación LRFD1986(AISC,1986)cambióladesignacióndeTipo1,2y3aladesignaciónFR(CompletamenteRestringida)yPR(ParcialmenteRestringida).Enestadesignación, el término “restringida” se refiere al grado de transferencia de momento y a ladeformaciónasociadaenlasconexiones.LaEspecificación1986tambiénusaladeno-minación “marco simple” para referirse a estructuras con “conexiones simples”, esto es, conexionescuyacapacidaddetransferirmomentoesdespreciable.Enesencia,FReraequivalente a la construcción Tipo 1, “marcos simples” era equivalente a construcción Tipo2,yPReraequivalentealaconstrucciónTipo3.
La construcción Tipo 2 de las primeras especificaciones y los “marcos simples” de la Especificación 1986 tenían disposiciones adicionales que permitían que las cargas de vientofuerantomadasmedianteunionesseleccionadasdelmarco,resistentesamomen-to, de manera que:
(1) Lasconexionesymiembrosconectadostienencapacidadpararesistirlosmo-mentosproductodelviento;
CAPÍTULO B
REQUISITOS DE DISEÑO
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(2) lasvigassonadecuadasparatomartotalmentelascargasgravitacionalesactuan-do como “vigas simples”; y
(3) lasconexionesposeenunaadecuadacapacidadderotacióninelásticaparaevitarsometer a sobretensiones a los conectores o soldaduras bajo combinación decargasgravitacionalesydeviento.
La justificación de la consideración de las “uniones para viento” como conexiones sim-ples (para cargas gravitacionales) y de momento (para cargas de viento) fue propor-cionada por Sourochnikoff (1950) y Disque (1964). El argumento básico afirma que las conexionespresentanalguna resistenciaamomento,peroque la resistenciaes losuficientemente baja y que al estar sometidas a cargas de viento las conexiones de-sarrollarían importantes deformaciones inelásticas. Bajo cargas de viento cíclicas, la respuesta de la conexión “caería” a una condición en la cual los momentos debido a cargas gravitacionales en la conexión serían muy pequeños, pero la resistencia elástica de las conexiones a momentos producto del viento permanecería al mismo nivel que la resistencia inicial.Estasdisposiciones adicionalespara construcciónTipo2han sidousadasexitosamentepormuchosaños.RecomendacionesmásrecientesparaestetipodesistemahansidopresentadasporGeschwindneryDisque(2005).
La Sección B1 lleva el articulado de esta Especificación a una clase más amplia de tipos deconstrucción.Ellareconocequeelsistemaestructuralesunacombinacióndemiem-brosconectadosdemaneratalquelaestructurapuederesponderdediferentesmanerasparasatisfacerobjetivosdediseñodiferentescuandosonsometidasacargasdiferentes.Aun en el articulado de edificios corrientes, se presenta una gran variedad en los detalles dediseño.
Esta Especificación mantiene su aplicabilidad primaria orientada a edificios de marcos, concargasgravitacionalestomadasporvigasycargaslateralestomadaspormarcosdemomento, marcos arriostrados o muros de corte. Sin embargo hay muchos edificios me-nos usuales para los cuales esta Especificación es también aplicable. La Especificación en lugar de intentar establecer un articulado con una exhaustiva clasificación de tipos deconstrucción,enlaSecciónB1requierequeeldiseñodemiembrosysusconexionesseaconsistenteconelusoquesepretendedaralaestructuraylashipótesishechasparasuanálisis.
B2. CARGAS Y COMBINACIONES DE CARGASLas cargas y combinaciones de cargas para esta Especificación serán definidas por la normativa de edificación aplicable. En ausencia de una normativa de edificación local, regionalonacional,lascombinacionesdecargasycargasnominales(porejemplo,D, L, Lr, S, R, WyE) son las cargas especificadas en las Secciones 3 a 9 de SEI/ASCE 7, Mi-nimum Design Loads for Buildings and other Structures(ASCE2002).Parapropósitosde diseño, las cargas nominales serán aquellas estipuladas en la normativa de edificación aplicable. La última edición 2002 de SEI/ASCE 7 ha adoptado, en la mayoría de los ca-sos,lasDisposicionesSismorresistentesdeNEHRPRecommended Provisions(NEHRP,1997),delamismamaneraquelasAISCSeismic Provisions for Structural Steel Buil-dings (AISC,2002).Unadiscusiónmásdetalladarespectodecargas,factoresdecargaydiseñosismorresistente,seencuentraenloscomentariosdelosdocumentoscitados.
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Esta Especificación permite el diseño para resistencia alternativamente mediante los métodosLRFDoASD.
Combinaciones de Cargas LRFD.SiseelijeelmétodoLRFD,losrequisitosparalascombinaciones de cargas se definen en la Sección 2.3 de SEI/ASCE 7, mientras que si se elije el método ASD los requisitos para las combinaciones de cargas se definen en la Sección2.4delestándarmencionado.Encualquiercaso,sesuponequelascargasnomi-nales—D, L, Lr, S, R, WyE— son las especificadas en la Secciones 3 a 9 de SEI/ASCE 7,osuequivalente,segúnloexijalaautoridadjurisdiccionalcompetente.Elingenierodebería entender que las bases para combinar las cargas dadas en las Secciones 2.3 y 2.4 deSEI/ASCE7sondiferentes.
LascombinacionesdecargasenlaSección2.3deSEI/ASCE7estánbasadasenunamodelación probabilística moderna de las cargas y una investigación exhaustiva de las confiabilidades inherentes a las prácticas de diseño tradicional (Galambos, Ellingwood, Mac Gregor y Cornell, 1982; Ellingwood, Mac Gregor, Galambos y Cornell, 1982).Estas combinaciones de cargas utilizan un “formato acción principal-acción acompa-ñante”, el cual está basado en la noción de que el máximo efecto combinado de las cargas ocurre cuando una de las cargas que varían en el tiempo alcanza su máximo valor (acciónprincipal)mientraslasotrascargasvariableseneltiempo,alcanzanunvalorenuninstantecualquieraarbitrario(accionesacompañantes).Lacargamuerta,consideradaunaacciónpermanenteeslamismaparatodaslascombinacionesenlascualeslosefec-tos de las cargas son aditivos. Investigaciones han demostrado que esta metodología de análisisdeestructurasmediantecombinacionesdecargasesconsistenteconlaformaenquelascargassecombinanenlosmiembrosysistemasestructuralesenloscualeslosestados límite resistentes pueden ser determinados. Los factores de cargas reflejan incer-tidumbreenlamagnituddelascargasindividualesyparaefectosdeanálisislascargassetransformanenlosefectosdelascargas.LascargasnominalesenlasSecciones3a9deSEI/ASCE7sonsustancialmentemayoresquelosvaloresquealcanzanenunins-tantecualquieraarbitrario.Lacargavivanominal,vientoynievehanestadoasociadashistóricamente con períodos de retorno medios de aproximadamente 50 años, mientras la acción nominal de un sismo en NEHRP (1997) está asociado con un período medio de retorno de aproximadamente 2.500 años. Para evitar tener que especificar tanto el máximodelaacciónprincipalcomounvalorenuninstantecualquieraarbitrariodelasacciones acompañantes, algunos de los factores de carga especificados son inferiores a launidadenlascombinaciones(2)a(5)estipuladasenSEI/ASCE7.
Las combinaciones de cargas (6) y (7) de SEI/ASCE 7, Sección 2.3, se aplican especí-ficamente a casos en los cuales las acciones estructurales debido a fuerzas laterales y las cargas gravitatorias contractúan entre sí. En aquellos casos cuando la carga muerta estabiliza la estructura, la condición de menor carga muerta se obtiene al aplicar unfactor0.9.
Combinaciones de Cargas ASD.LascombinacionesdecargaenlaSección2.4deSEI/ASCE7paraelmétodoASDsonsimilaresaaquellasusadasendiseñoen tensionesadmisiblesdurantelasúltimascuatrodécadas.EnelmétodoASD,laseguridadsecon-sigue mediante un factor de seguridad, Ω, y los valores nominales de las cargas en las combinacionesbásicas(1)a(3)nosonafectadosdelosfactoresdecarga.Lareducciónen las combinaciones de los efectos de las cargas que varían en el tiempo, en las com-
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binaciones(4)y(6)seconsiguemedianteelfactordecombinación0.75.Estefactordecombinaciónprovienedelaedición1972delestándarANSIA58.1,antecesordeSEI/ASCE7.HayquenotarqueenSEI/ASCE7,elfactor0.75aplicasóloalascombinacio-nesdecargasvariables;esirracionalreducirlacargamuertapuesestásiemprepresentey no fluctúa en el tiempo. El factor de carga 0.6D en las combinaciones (7) y (8) en la Sección2.4deSEI/ASCE7estáorientadoasituacionesenlascualeslosefectosdelascargaslateralesofuerzasdelevantamientoactúanensentidoopuestoalascargasgra-vitacionales.Estoeliminaundefectoeneltratamientotradicionaldecargasqueactúanensentidocontrariousadoendiseñobasadoentensionesadmisiblesyponeénfasisenla importancia de verificar la estabilidad. El efecto de la carga sísmica es multiplicado por0.7enlascombinaciones(5)y(8)paraalineareldiseñoenbasearesistenciasadmi-sibles en el caso sísmico con la definición de E en la Sección 9 de SEI/ASCE 7, basada enprincipiosderesistencia.
LascombinacionesdecargasenlasSecciones2.3y2.4deSEI/ASCE7seaplicansóloal diseño para estados límite resistentes. Ellos no consideran errores groseros o negli-gencia.
Combinaciones de Carga para Condiciones de Servicio. Los estados límite de servicio yfactoresdecargaasociadosestáncubiertosenelAnexoBdeSEI/ASCE7.EseAnexocontiene un número de combinaciones de cargas propuestas para la verificación de las condicionesdeservicio.Lascargasnominalesqueaparecenenesasecuacionesestándefinidas en las Secciones 3 a 7 de SEI/ASCE 7, la verificación de los criterios de des-empeño bajo estados límite de servicio son diferentes de la verificación de los criterios de desempeño bajo estados límite resistentes, consecuentemente las combinaciones y factoresdecargasondiferentes.
B3. BASES DE DISEÑO
ElDiseñoenBaseaFactoresdeCargayResistencia(LRFD)yelDiseñoenBaseaRe-sistencias Admisibles (ASD) son métodos distintos. De acuerdo con esta Especificación, ambosmétodos son igualmenteaceptables,pero lasdisposiciones respectivasnosonidénticas, en consecuencia no pueden considerarse intercambiables. La combinaciónindiscriminadadeambosmétodospuedeconduciraerroresdediseño,porello,ambosmétodos están especificados como alternativos. Hay, sin embargo, circunstancias en las cuales los dos métodos pueden ser usados en el diseño, la modificación o renovación de un sistema estructural sin conflicto, tal como la modificación de una estructura de piso de una edificación antigua una vez terminados los planos de la obra realmente construida (asbuilt).
1. Resistencia Requerida
Esta Especificación permite el análisis estructural elástico, inelástico o plástico. Ge-neralmente,eldiseñose realizamedianteunanálisiselástico.LasdisposicionesparaelanálisisinelásticooplásticosepresentanenelAnexo1.Laresistenciarequeridasedeterminamediantemétodosapropiadosdeanálisisestructural.
Enalgunascircunstancias,comocuandosedimensionaarriostramientosaloscualesnoseleshacalculadolasolicitación,peroquedebenserincluidosporrazonesdeestabili-dad (ver, por ejemplo, Anexo 6), la resistencia requerida se establece explícitamente en esta Especificación.
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2. Estados Límite
Un estado límite es una condición en la cual el sistema estructural o sus componentes no cumplen con el propósito de diseño, cuando es excedido. Los estados límite pueden serdeterminadosporrequisitosfuncionales,talcomoladerivaomáximodesplazamien-tolateralrelativo;ellospuedenestarrelacionadosalcomportamientoestructural,talescomolaformaciónderótulasplásticasomecanismos;obienellospuedenrepresentarelcolapsodetodalaestructuraopartedeella, talcomoinestabilidadofractura.Lasdisposiciones de diseño han demostrado que la probabilidad de alcanzar un estado límite resultapequeñadentrodevaloresaceptables,cuandoseaplicanlascombinacionesconlosfactoresdecarga,resistenciaofactoresdeseguridad,conlascargasyresistenciasnominalesconsistentesconlashipótesisdediseño.
Dos tipos de estados límite se aplican a las estructuras: (1) estados límite resistentes que definen la estabilidad contra fallas locales o globales que pueden ocurrir durante la vida útil esperada de la estructura, y (2) estados límite de servicio que definen los requisitos funcionales. Esta Especificación, al igual que otras especificaciones de diseño estructural, se enfoca básicamente en los estados límite resistentes debido a las deman-dantes consideraciones de seguridad pública. Esto no significa que los estados límite de serviciocarezcandeimportanciaparaelingenieroestructural,elcualdebesuministrardesempeño funcional y economía de diseño. Sin embargo, las consideraciones de servi-ciopermitenunmayorejerciciodeljuiciodepartedelingeniero.
Los estados límite resistentes varían de miembro en miembro y varios estados límite pueden aplicarse a un miembro dado. Los siguientes estados límite resistentes son los más comunes: fluencia, formación de una rótula plástica, inestabilidad de un miembro o inestabilidadglobaldeunmarco,pandeolateraltorsional,pandeolocal,rupturaofatiga.Los estados límite de servicio más comunes incluyen: deformaciones elásticas y derivas inaceptables,vibracionesinaceptablesydeformacionespermanentes.
3. Diseño para Resistencia Usando Diseño en Base a Factores de Carga y Resistencia (LRFD)
EldiseñopararesistenciamedianteLRFDserealizadeacuerdoconlaecuaciónB3-1,RurepresentalaresistenciarequeridadeterminadamedianteanálisisestructuralbasadoenlascargasestipuladasenSEI/ASCE7(ASCE,2002),Sección2.3(osusequivalen-tes),mientraselladoderecho,φRn representa la resistencia límite estructural, o resisten-ciadediseño,proporcionadaporelmiembro.
En esta especificación, el factor de resistencia φ esmenoro igual que1.Cuando secomparaconlaresistencianominal,Rncalculadadeacuerdoalosmétodosdadosenlos Capítulos D a K, un valor menor a 1, toma en cuenta imprecisiones de la teoría y va-riacionesenlaspropiedadesmecánicasydimensionesdelosmiembrosymarcos.Paraestados límites en los cuales φ = 1.0, la resistencia nominal se considera suficientemente conservadora,cuandoalcompararlaconlaresistenciarealnoserequiereunareducciónadicional.
Las disposiciones LRFD están basadas en: (1) modelos probabilísticos de cargas y re-sistencias, (2) una calibración de las disposiciones LRFD respecto de la Especificación
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ASD1978paraalgunosmiembrosseleccionados;y(3)laevaluacióndelasdisposicio-nesresultantesmedianteeljuicioylaexperienciapasada,complementadaconestudioscomparativos de estructuras representativas realizados por oficinas de diseño.
En las bases probabilísticas del método LRFD (Ravindra y Galambos, 1978; Ellingwood yotros,1982),losefectosdelascargasQylasResistenciasRsemodelancomovaria-bles aleatorias estadísticamente independientes. La figura C-B3.1, muestra las distribu-cionesdelasfrecuenciasrelativasparaQyR como curvas independientes en un gráfico comúnparauncasohipotético.EnlamedidaquelaresistenciaResmayorque(alade-rechade)losefectosdelascargasQ, ese particular estado límite presenta un margen de seguridad.Sinembargo,debidoaqueQyRsonvariablesaleatorias,existeunapequeñaprobabilidaddequeRseainferioraQ,enotraspalabrasR<Q.Laprobabilidaddeesteestado límite está relacionada al grado de traslapo de las curvas de distribución de fre-cuenciasenlaFiguraC-B3.1,locualdependedelaubicaciónrelativa(Rmversus Qm)ydesusrespectivasdispersiones.LaprobabilidaddequeRseamenorqueQdependedelaformadelasdistribucionesdecadaunadelasmuchasvariables(materiales,cargas,etc.),esodeterminalaresistenciayelefectototaldelascargas.Amenudo,delasmuchasvariablesinvolucradasenladerivacióndeRyQ,sóloesposibleestimarlasmediasydesviaciones estándar o los coeficientes de variación. Sin embargo esta información es suficiente para construir una disposición de diseño aproximada que es independiente del conocimiento de estas distribuciones, si se estipula la siguiente condición de diseño:
(C-B3-1)
Enestaecuación,RmyQmsonlosvaloresmediosyVRyVQ son los coeficientes de variación respectivosde la resistenciaR ydel efectodecargaQ.Para losmiembrosestructuralesylascargasusuales,RmyQm, y los coeficientes de variación, VRyVQ,pueden ser estimados, de manera que el cálculo de:
(C-B3-2)
dará un valor comparativo de la medida de la confiabilidad de una estructura o compo-nente.Elparámetroβ, se denomina el índice de “seguridad” o de “confiabilidad”.
ExtensionesparaladeterminacióndeβenlaEcuaciónC-B3-2quepermiteacomodarinformación probabilística adicional y situaciones de diseño más complejas son descri-tasporEllingwoodyotros(1982)yhansidousadaseneldesarrollodecombinacionesdecargasrecomendadasenSEI/ASCE7.
β =( )
+
ln R Q
V V
m m
R Q2 2
β V VR
QR Qm
m
2 2+ ≤
ln
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Fig. C-B3.1. Distribución de frecuencias del efecto de cargas Q y resistencia R.
Los estudios originales de las propiedades estadísticas (valores medios y coeficientes de variación)usadosparadesarrollarlasdisposicionesLRFDparalaspropiedadesbásicasdelosmaterialesyparavigasdeacero,columnas,vigascompuestas,vigasfabricadas,vigas columnas y elementos de conexión se presentan en una serie de ocho artículos en elvolumendeseptiembrede1978delJournal of the Structural Division, ASCE (vol.104, ST9). Las correspondientes estadísticas de cargas son presentadas en Galambos y otros(1982).Losvaloresdeβ determinados de acuerdo con las estadísticas mencio-nadas, incorporados en la Especificación del año 1978 (AISC, 1978), fueron evaluados bajodiferentescondicionesdecarga(cargaviva/cargamuerta,viento/cargamuerta,etc.)y para varias áreas tributarias típicas en diferentes miembros (vigas, columnas, vigas-columnas, componentes estructurales, etc.). Como era de esperarse, se encontró unaconsiderablevariaciónenelrangodevaloresdeβ.Porejemplo,enelcasodevigaslaminadas compactas (flexión) y en miembros en tracción (fluencia) los valores dismi-nuían desde 3.1 para L/D=0.5hasta2.4paraL/D=4.EstadisminucióneselresultadodequeelmétodoASDaplicaelmismofactoralacargamuerta,queesrelativamentefácildepredecir,quealacargaviva,demayorvariabilidad.Paraconexionesconpernososoldadas,βeradelordende4a5.
Lavariacióndeβ inherentealmétodoASDse reduce sustancialmenteenelmétodoLRFD al especificar varios valores de βyluegoseleccionarlosfactoresdecargayresis-tencia que satisfagan dichos objetivos. El Comité de Especificaciones decidió calibrar el métodoLRFDrespectodelmétodoASDparaL/D=3.0 para vigas compactas en flexión, restringidas al volcamiento y para miembros en tracción controlados por el estado límite de fluencia. El factor de resistencia, φ es, para estos estados límite 0.90, lo que implica queβesaproximadamente2.6paramiembrosy4.0paraconexiones.Elmayorvalordeβ para conexiones refleja el hecho de que en el diseño de conexiones se espera que estas sean más fuertes que los miembros que conectan. Los estados límite en el caso de otros miembrosfueronmanejadosdemanerasimilar.
LasbasesdedatosderesistenciasdelosacerosusadasenedicionespreviasdelaEspe-
Frecuencia
Traslapo
Resistencia REfecto de Carga Q
Q
R
Qm0 Rm
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cificación LRFD estaban basadas esencialmente en trabajaos realizados antes de 1970. Un estudio reciente acerca de las propiedades de perfiles estructurales (Bartlett, Dexter, Graeser,Jelinek,SchmidtyGalambos,2003)señalaqueenlosúltimos15añossehanproducidocambiosenlosmétodosdeproduccióndeaceroydeproductosdeacero.Elestudio concluye que las características de los nuevos productos de acero no advierten cambiosenlosvaloresdeφ.
4. Diseño para Resistencia Usando Diseño en Base a Resistencias Admisibles (ASD)
El método ASD se presenta en esta especificación como alternativa equivalente al mé-todo LRFD para aquellos ingenieros que prefieren usar las combinaciones de carga de acuerdo con el formato ASD tradicional de tensiones admisibles. La denominación “re-sistencia admisible” ha sido introducida para enfatizar que las ecuaciones básicas de lamecánicaestructuralquesustentanlasdisposicionessonlasmismasenlosmétodosASDyLRFD.EstorepresentaunreinicioenrelaciónalpasadocuandoLRFDyASDquedaban controlados por especificaciones separadas.
EldiseñotradicionaldeacuerdoalasdisposicionesASDestábasadoenelconceptoquelatensiónmáximadeuncomponentenodebeexcederunaciertatensiónadmisiblebajocondicionesnormalesdeservicio.Losefectosdelascargassedeterminanmedianteunanálisis elástico de la estructura, mientras las tensiones admisibles son tensiones lími-te (por fluencia, inestabilidad, fractura, etc.), divididas por un factor de seguridad. La magnituddelfactordeseguridadylatensiónadmisibleresultantedependendelestadolímite que controla respecto del cual el diseño debe tener un cierto margen de seguridad. Resulta así para cada miembro un número de diferentes tensiones admisibles que deben sercomprobadas.
ElfactordeseguridadenlasdisposicionesASDtradicionaleserafuncióntantodelma-terial como del componente a diseñar. Puede haber sido influenciado por factores como ellargodelmiembro,sucomportamiento,eltipodecargaylacalidaddelamanodeobra prevista. Los factores de seguridad tradicionales están basados solamente en laexperiencia y han permanecido sin modificación por aproximadamente 50 años. Aunque lasestructurasdiseñadasmedianteelmétodoASDsehancomportadoadecuadamenteenelpasado,elnivelrealdeseguridadquetienenesdesconocido.Estefueelprimerinconveniente de la metodología ASD tradicional. Una ilustración del desempeño típico espresentadaporBjorhovde(1978),dondesonexaminadoslosfactoresdeseguridadrealfrentealanálisisteórico.
EldiseñoporresistenciaserealizadeacuerdoconlaecuaciónB3-2.ElmétodoASDpresentado en la Especificación reconoce que los modos de falla que controlan el diseño, sonlosmismosparaestructurasdiseñadasmedianteASDoLRFD.DeestamaneralaresistencianominalqueeslabasedelaformulaciónLRFDeslamismaresistenciano-minalquesustentalaformulaciónASD.Cuandoseconsideralaresistenciadisponible,laúnicadiferenciaentreambosmétodoseselfactorderesistencia,φ,delmétodoLRFDy el factor de seguridad, Ω, del método ASD.
Al desarrollar valores apropiados de Ω para ser usados en esta Especificación, el propó-sito fue garantizar niveles similares de seguridad y confiabilidad para los dos métodos.
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Serelacionódirectamenteelfactorderesistenciayelfactordeseguridaddeunoyotrométodo. Como se mencionó anteriormente, la Especificación LRFD original fue cali-brada respecto de la Especificación ASD 1978 para la razón carga viva carga muerta de 3. Así, al igualar el diseño de acuerdo a ambos métodos para la razón carga viva carga muertade3,puededeterminarseunarelaciónentreφ y Ω. Usando la combinación carga vivamáscargamuerta,con L=3D, se obtiene:
Para LRFD: (C-B3-3)
Para ASD: (C-B3-4)
IgualandoRn de ambas formulaciones y resolviendo para Ω resulta:
(C-B3-5)
Una metodología similar fue usada para obtener la mayoría de los valores de Ω entodala Especificación.
5. Diseño por Estabilidad
La Sección B3.5 muestra la nomenclatura a usar en el Capítulo C, Diseño por Estabilidad.
6. Diseño de Conexiones
La Sección B3.6 muestra la nomenclatura a usar en el Capítulo J, Diseño de Conexiones El Capítulo J cubre el dimensionamiento de los elementos que conforman la conexión (ángulos,soldadura,pernos,etc.)cuandosonconocidoslosefectosdecargaenlaco-nexión.LaSecciónB3.6establecequelashipótesisasociadasconelanálisisestructuraldeben ser consistentes con las condiciones usadas en el Capítulo J para dimensionar los elementosdelaconexión.
Enmuchassituaciones,noesnecesarioincluirloselementosdeconexiónenelanálisisdel sistemaestructural.Por ejemplo, las conexiones simplesyFRpueden ser ideali-zadas, para efectos de análisis, como rotuladas o fijas respectivamente. Una vez que elanálisishasidocompletado lasdeformacioneso fuerzascalculadasen lasunionespueden ser usadas para dimensionar los elementos de la conexión. La clasificación de conexión FR (completamente restringida) y conexión simple significa, para justificar las idealizacionesdelanálisisconladisposicióndeque,sisesuponequelaconexiónesFR,entonceslaconexiónrealdebesatisfacerlascondicionesdeFR.Enotraspalabras,debeposeerunaadecuadarigidezyresistencia,talcomosedescribeenlasdisposicionesysediscutemásadelante.
Enciertoscasosladeformacióndeloselementosdelaconexiónafectalaformacomolaestructuraresistelascargasyenesoscasoslasconexionesdebenserincluidasenel
φR D L D x D Dn
= + = + =1 2 1 6 1 2 1 6 3 6. . . .
RD
n=
6
φR
D L D D Dn
Ω= + = + =3 4
Ω = =6 1
4
1 5Dx
Dφ φ.
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análisiselsistemaestructural.Estasconexionessedenominanconexionesamomentoparcialmenterestringidas(PR).EnestecasodeconexionesPR,esnecesarioestimarlaflexibilidad de la conexión e incluirla en el análisis estructural, tal como se describe en lassiguientessecciones.Unavezqueelanálisisestáterminadolosefectosdelascargasy deformaciones calculados para la conexión pueden ser usados para verificar si los elementosdelaconexiónsonapropiados.
ParaconexionessimplesyFR,lasproporcionesdelaconexiónseestablecendespuésque el análisis final del diseño estructural está terminado, lo que simplifica notablemen-teelciclodediseño.EneldiseñodeconexionesPR(porejemplo,laseleccióndelosmiembros),lasituaciónesdiferentepueslaiteracióndelprocesoesinherenteaél,de-bidoaqueesnecesarioenlafaseinicialsuponerunaconexióndeproporcionesdadasya partir de ella establecer las características fuerza-deformación necesarias para realizar el análisis de la estructura. Las características de desempeño de estructuras sometidas a ciclos de carga durante su vida útil (colapso cíclico) durante la vida útil deben ser con-sideradas.Loadecuadodelasproporcionessupuestasdeloselementosdelaconexión,pueden ser verificadas una vez que se tengan los resultados del análisis estructural. Cuandoloselementosdelaconexiónnosonadecuados,losvaloresdebenserrevisadosy el análisis estructural repetido. Los beneficios potenciales de usar conexiones PR para variostiposdemarcoshansidoextensivamentediscutidosenlaliteratura[porejemplo,Lorenz,KatoyChen(1993);León(1994)]
Clasificación de las Conexiones. La suposición básica hecha en la clasificación de las conexiones es que las características de comportamiento más importante de la conexión puedensermodeladasporunacurvamomento-rotación(M-θ). La figura C-B3.2 mues-traunacurvaM-θ típica. La curva momento-rotación tiene implícita en la definición de laconexión,queestaesunazonadelacolumnaydelaviga,ademásdeloselementosconectantes. La respuesta de la conexión queda así definida de esta manera, pues la rotacióndelmiembro,obtenidadeunensayomecánico, semidegeneralmente sobreuna longitud que incorpora no sólo las contribuciones de los elementos conectantes,sinotambiénlosextremosdelosmiembrosconectadosenlazonapaneldelacolumna.Ejemplos de clasificación de las conexiones se presentan en Bjorhovde, Colson y Broz-zetti (1990) y en el Eurocode 3 (1992). Estas clasificaciones toman en cuenta la rigidez, laresistenciaylaductilidaddelaconexión.
Figura C-B3.2. Definición de las características de rigidez, resistencia y ductilidad de las curvas de respuestas momento-rotación de conexiones parcialmente restringidas.
Mom
ento
, M
Mn
Ki Ks
Ms
O.20Mn
Rotación,
θuθnθs
θ
M(θ)
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Rigidez de la Conexión. Debido a que la conexión manifiesta un comportamiento no li-nealinclusoabajosnivelesmomento-rotación,larigidezinicialdelaconexiónKi(mos-trada en la figura C-B3.2) no caracteriza adecuadamente la respuesta de la conexión a nivelesdeservicio.Además,muchostiposdeconexionesnoexhibenunarigidezinicialconfiable, o existe sólo en un rango muy pequeño momento-rotación. La rigidez secante Ks a nivel de cargas de servicio, se suele tomar como una propiedad índice de la rigidez de la conexión. Específicamente, Ks=Ms/θsdondeMsyθssonelmomentoylarotaciónrespectivamente,aniveldecargasdeservicio.Enladiscusiónacontinuación,LyEIsonel largo y la rigidez a flexión de la viga, respectivamente.
SiKsL/EI ≥ 20, entonces es aceptable considerar la conexión completamente restringida (enotraspalabras,capazdemantener losángulosentre losmiembros).SiKsL/EI ≤ 2,entoncesesaceptableconsiderarlaconexióncomosimple(enotraspalabras,rotasindesarrollar momento). Las conexiones cuyas rigideces están entre estos dos límites son parcialmenterestringidasylarigidez,resistenciayductilidaddelaconexióndebeserconsideradaeneldiseño(León,1994).EjemplosdecurvasderespuestadeconexionesFR, PR y simples se muestran en la Figura C–B3.3. El punto señalado como θs refleja el niveldecargadeservicioyconsecuentementelarigidezsecante.
Resistencia de la Conexión.La resistenciadeunaconexióneselmomentomáximoMn que es capaz de admitir, tal como se muestra en la Figura C–B3.2. La resistencia de una conexión puede ser determinada sobre la base de un modelo del estado límite últimodelaconexiónomedianteunensayodelaboratorio.Enelcasodequelacurvamomento-curvaturanoexhibaunacargamáxima,laresistenciapuedesertomadacomoelmomentocorrespondienteaunarotaciónde0.02radianes(HsiehnyDeierlein,1991;León,HoffmanyStaeger,1996).
Es también útil, definir un límite inferior a la resistencia, bajo el cual la conexión puede ser tratadacomoconexiónsimple.Lasconexionesque trasmitenmenosdel20%delmomentoplásticodelavigaaunarotaciónde0.02radianespuedenserconsideradas,para efectos de diseño, como que no presentan resistencia a flexión. Sin embargo, de-bería reconocerse que la resistencia adicional aportada por muchas conexiones débiles puedeser importanteenrelacióna laresistenciaaportadaporunaspocasconexionesfuertes(FEMA,1997).
EnlaFiguraC-B3.3,elpuntoMn,indicalaresistenciamáximaasociadaaunarotaciónθn.El círculo θurepresentalamáximacapacidadderotación.EsprecisonotarqueesposiblequeunaconexiónFRtengaunaresistenciainferioralaresistenciadelaviga.TambiénesposiblequeunaconexiónPRalcanceunaresistenciamayorquelaresistenciadelaviga.
Laresistenciadelaconexióndebeseradecuadapararesistirlasdemandasdemomentoqueinvolucranlascargasdediseño.Ductilidad de la Conexión.Silaresistenciadelaconexiónexcedesustancialmenteelmomentoplásticode laviga, laductilidaddelsistemaestructuralescontroladapor lavigaylaconexiónpuedeserconsideradaelástica.Silaresistenciadelaconexiónsóloexcedemarginalmenteelmomentoplásticodelaviga,entonceslaconexiónpuedeex-perimentar importantesdeformaciones inelásticas antesque lavigadesarrolle toda suresistencia.
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Cuandolaresistenciadelavigaexcedelaresistenciadelaconexión,lasdeformacionesseconcentranenlaconexión.Lademandadeductilidaddelaconexióndependerádecadaaplicaciónparticular.Porejemplo,lademandadeductilidadparaunmarcoarrios-trado en una zona no sísmica será normalmente menor que la demanda de ductilidad en una zona sísmica. Las demandas de ductilidad de rotación para diseño sísmico, depen-dendelsistemaestructural(AISC,2002).
Lacapacidadderotación,θu, se puede definir a partir de la Figura C-B3.2, como la rota-ción de la conexión en el punto donde: (a) el momento resistente de la conexión ha caído a0.8Mno(b)laconexiónsehadeformadomásde0.03radianes.Elsegundocriterioseaplicaaconexionesquepuedenalcanzardeformacionesimportantes,sindegradaciónderesistencia. No es prudente confiar en estas grandes rotaciones en el diseño.
Lacapacidadderotación,θu, debería ser comparada con la rotación requerida en el estado límite resistente, determinada mediante un análisis que tome en cuenta el comportamiento nolinealdelaconexión.(NotarqueparaeldiseñodeacuerdoconelmétodoASD,laro-tación requerida en el estado límite resistente debería determinarse mediante análisis que amplifiquen 1.6 veces las combinaciones de cargas ASD). En ausencia de un análisis más preciso,seconsideraadecuadaunacapacidadderotaciónde0.03radianes.Estarotaciónesigual a la capacidad de rotación mínima especificada en las disposiciones sismorresisten-tes,paraunauniónviga-columnademarcosespeciales(AISC,2002).MuchasconexionesdeltipoPR,talescomolasdeángulosdecabezaydeasiento,satisfacenestecriterio.
Análisis Estructural y Diseño. Cuando una conexión clasifica como PR, las caracterís-ticasrelevantesenlarespuestadelaconexióndebenserincluidasenelanálisisdelaestructuraparadeterminarlasfuerzasenlaconexiónyenlosmiembros.Enconsecuen-cia, las conexiones PR requieren, primero, que las características momento-rotación de la conexión sean conocidas, y segundo, que estas características sean incorporadas en el análisisydiseñodelosmiembros.
Curvas típicas momento-rotación para diferentes conexiones PR se encuentran disponi-
Figura C-B3.3. Clasificación de la curva de respuesta momento- rotación de conexiones totalmente restringidas (FR), parcialmente restringidas y simples.
Rotación, 0 (radianes)
Mom
ento
, M
Simple
viga
PR
FR
L
2ElKs =
L20ElKs=
Mn
Mn
Mn
Mp,
0.03
θu
θu
θu
θs
θs
θs
M(θ)
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blesendiversasbasesdedatosporejemplo,Goverdhan(1983);AngyMorris(1984);Nethercot(1985);yKishiyChen(1986)].Especialcuidadodebeprestarsecuandoseutilizancurvasmomento-rotacióntabuladas,quenopuedenserextrapoladasatamañoso condicionesdiferentesde las condicionesusadasparadesarrollar labasededatos,pues losmodosde fallaquecontrolanpuedenserdiferentes (ASCETask Committee on Effective Length,1997).Cuandolasconexionesamodelarnocaenenelrangodelas bases de datos, es posible determinar las características de la respuesta mediante ensayos,mediantemodelossencillosdecomponentesomedianteestudiosdeelementosfinitos (FEMA, 1995). Ejemplos de procedimientos para modelar el comportamiento de conexionesseencuentranenlaliteratura(Bjorhovde,BrozzettiyColson,1998;ChenyLui,1991;Bjorhovde,Colson,HaaijeryStark,1992;Lorenzyotros,1993;ChenyToma,1994;Chen,GotoyLiew;1995;Bjorhovde,ColsonyZandonini,1996;León,HoffmanyStaeger,1996;LeónyEasterling,2002).
El grado de refinamiento del análisis depende del problema a resolver. Usualmente, el diseñodeconstruccionesconconexionesdetipoPRrequiereunanálisisparaelestadolímite de servicio y otro análisis para el estado límite resistente. En el primer caso es suficiente usar resortes lineales con rigideces dadas por Ks (verFiguraC-B3.2),si laresistenciademandadaalaconexiónestábastantebajolacapacidadresistentedelaco-nexión. Cuando se aplican las combinaciones de carga de los estados límite resistentes, senecesitaunprocedimientomáscuidadoso,demaneraquelaspropiedadessupuestasen el análisis sean consistentes con las propiedades de respuesta de la conexión. Elcomportamientoesnolinealylosmomentosaplicadossoncercanosalaresistenciadelaconexión.Enespecial,esnecesarioconsiderarlanolinealidaddelaconexióndebidoa los momentos de segundo orden y otras verificaciones de la estabilidad. (ASCE Task Committee on Effective Length,1997).
7. Diseño para Condiciones de Servicio
La Sección B3.7 muestra la nomenclatura a usar en el Capítulo L, Diseño para el Estado Límite de Servicio.
8. Diseño para Acumulación de Agua
Este punto de la Especificación se refiere a la retención de agua debida solamente a la deformacióndelosmarcosquesustentantechosplanos.Lacantidaddeaguadependeráde la flexibilidad del marco. La falta de rigidez de los marcos puede originar que el pesodelaguaacumuladaproduzcaelcolapsodeltecho.Elproblemapuedellegarasercatastrófico cuando la mayor cantidad de agua aumenta la deflexión y esta incrementa la capacidaddeacumulaciónhastaproducirelcolapsodeltecho.ElAnexo2,presentadis-posicionesdetalladasparadeterminarlaestabilidadyresistenciadelaestructuracuandoseproduceacumulacióndeagua.
9. Diseño para Fatiga
LaSecciónB3.9muestralanomenclaturaausarenelAnexo3,DiseñoparaFatiga.
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10. Diseño para Condiciones de Incendio
LaSecciónB3.10muestra lanomenclaturaausarenelAnexo4,DiseñoEstructuralpara Condiciones de Incendio. Los Ensayos de Calificación son una alternativa acepta-bleparadiseñarmedianteunanálisisqueprovearesistenciaalfuego.LosdocumentosusadoscomobasesonASCE/SFPEStandard28(ASCE,1999),ASTMStandardE119(ASTM,2000)ydocumentossimilares.
11. Diseño para Efectos de la Corrosión
Lascondicionesambientalespuedendeteriorarlosmiembrosdeacero.Estedeterioropuedemanifestarsecomocorrosiónexterna,visiblealainspecciónocambiosquere-ducen la resistencia pero que no se pueden detectar. El diseñador debería ser capaz de reconocerestosproblemas,yaseaincluyendofactoresdetoleranciadebidoaldañoqueprovoca la corrosión en el diseño o especificando sistemas de protección adecuados (por ejemplo pinturas de recubrimientos, protección catódica) y/o planificando programas de mantenciónqueevitenqueelproblemaocurra.
En el caso de secciones HSS, es difícil inspeccionar la zona interna, debido a ello ha habidounapreocupaciónespecialenelcasodeestassecciones.Sinembargo,unabuenaprácticadediseño,puedeeliminarelproblemayconéllanecesidaddedarunaprotec-ción demasiado cara. La corrosión ocurre en presencia de oxígeno y agua. De esta ma-nera en un edificio cerrado, es improbable que haya suficiente renovación de humedad comoparacausarunacorrosiónsevera.Enconsecuencia,laproteccióncontralacorro-sióninteriorenseccionesHSSsepuedecontrolarevitandolaexposiciónalagua.
CuandosesellanlasseccionesHSS,lacorrosiónnopuedeprogresarmásalládelpuntoen el cual el oxígeno o la humedad necesaria para que la oxidación química ocurra, se consumen(AISI,1970).
La profundidad de la oxidación es insignificante si el proceso de corrosión es detenido, inclusoenpresenciadeunaatmósferacorrosivaalinstantedesellado.Cuandohaype-queñasaberturasenlasconexiones,lahumedadyelairepuedenpenetraralasecciónHSS por acción capilar o debido a la aspiración ocasionada por el vacío parcial creado cuandolasecciónHSSesenfriadarápidamente(Blodgett,1967).Estoúltimopuedeevi-tarsesiseigualanlaspresionesenlaubicacióndelasperforaciones,loqueimposibilitael flujo gravitacional del agua al interior de la sección HSS.
Aquellassituacionesenlascualesserecomiendaaplicaruncriterioconservadordandouna capa protectora a la superficie interna de la sección HSS, incluyen: (1) secciones HSSabiertasenlascualesesposiblequeocurrancambiosenelvolumendeairedebidoa la ventilación o flujo de agua; y (2) secciones HSS abiertas sujetas a gradientes térmi-cosquepuedanproducircondensación.
Las secciones HSS llenadas parcial o totalmente con concreto no deberían ser selladas. Enambientesexpuestosaincendios,laevaporacióndelaguadelconcretopuedecrearsuficiente presión como para reventar una sección HS sellada. Debe cuidarse de mante-neraguaenlasseccionesHSSduranteodespuésdelaconstrucción,pueslaexpansiónpropia del congelamiento puede crear presión suficiente para reventar un perfil HSS.
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Enelcasodeseccionesgalvanizadas,loscambiosrápidosdepresiónqueocurrendu-ranteelprocesodegalvanizado,tiendenareventarlasseccionesHSS,porloquenoseconsideraapropiadounselladocompleto.
12. Espesor de Diseño de Secciones Tubulares (HSS)
LastoleranciasdelanormaASTMA500,permitenespesoresdeparednomayoresque±10% del valor nominal. Dado que tanto las planchas como los flejes a los cuales se les aplicalasoldaduraporresistenciaeléctrica(ERW)delasecciónHSSsonfabricadoscontoleranciasdeespesormenores, los fabricantesproducenseccionesERWHSSen losEstados Unidos con espesores de pared cercanos a la cota inferior límite de espesor de lapared.DebidoaestoelAISCyelInstitutoNorteamericanodeTubosdeAcero(STI)recomiendan el uso de 0.93 veces el espesor de pared para cálculos de ingeniería que re-quierenusarpropiedadesdediseñodeseccionesERWHSS.Esteresultadoentérminosde variación de peso (masa) resulta similar al encontrado en otras secciones de perfiles estructurales.SeccionesHSSalarcosumergido(SAW)sefabricanconespesoresdepa-redcercanosalvalornominalporloquenoesnecesarioaplicaraellasunareducción.Elespesor de diseño así como las propiedades de la sección calculadas con estos espesores hansidotabuladosenvariaspublicacionestantodelAISCcomodelSTIdesde1997.
B4. CLASIFICACION DE LAS SECCIONES SEGÚN PANDEO LOCAL
Para efectos de esta especificación, las secciones de acero se dividen en secciones com-pactas,seccionesnocompactasyseccionesconelementosesbeltos.Lasseccionescom-pactassoncapacesdedesarrollarunadistribucióndetensionescompletamenteplásticayposeenunacapacidadderotacióndeaproximadamente3antesdeliniciodelpandeolocal(Yura,GalambosyRavindra,1978).Lasseccionesnocompactaspuedendesarro-llar fluencia parcial de los elementos comprimidos antes que ocurra el pandeo local, pero nosonaptaspararesistirpandeolocalinelásticoalosnivelesdedeformaciónnecesariosparaformarunadistribuciónplásticadetensionesentodalasección.Lasseccionesfor-madasporelementosesbeltosposeenunoomáselementoscomprimidosquepandeanelásticamente antes de alcanzar el límite de fluencia en la sección.
Razones Ancho-Espesor Límites. La línea divisoria entre secciones compactas y no compactas es la razón ancho-espesor límite λp. Para que una sección califique como compacta,todossuselementoscomprimidosdebentenerrelacionesancho-espesorme-nores o iguales a la razón límite ancho-espesor λp.
Un segundo límite a la razón ancho-espesor es el valor λr , que representa la línea diviso-riaentreseccionesnocompactasyseccionesesbeltas.Enlamedidaenqueningúnele-mento comprimido exceda el valor límite λr,laresistencianoquedarácontroladaporelpandeolocalelástico.Sinembargoenaquelloscasosenloscualeslarazónancho-espe-sorexcedeλr,laresistenciaalpandeolocalelásticodebeserconsiderada.Losprocedi-mientosdediseñodeestasseccionesconelementosesbeltossepresentanenlaSecciónE7paramiembrosencompresiónaxialpura,yenlasSeccionesF3.2,F5.3,F6.2,F7.2,F8.2,F9.3yF10.3paravigasquetienenplacasesbeltasensuseccióntransversal.
Losvaloresdeλpyλr especificados en la Tabla B4.1 son similares a los de la Especifi-cación1989(AISC,1989)ylaTabla2.3.3.3deGalambos(1978),exceptoqueelvalor
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,dadoenGalambos(1978)paravigasindeterminadasenlascualeslosmomentossedeterminanmedianteanálisiselásticoyparavigasdeterminadas,fueadoptadoparatodaslascondicionesdeacuerdoconYurayotros(1978).
Enelcasodecapacidadesderotacionesinelásticasmayoresquelasdadasporlosvalo-res límites λpdadosenlaTablaB4.1,enelcasodeestructurasenzonasdealtasismi-cidad,debeconsultarselaSección8delaAISCSeismic Provisions for Structural Steel Buildings(AISC,2005).
Alas de Secciones I Fabricadas.ParaSecciones IFabricadas sometidasacompresiónaxial (Caso 4 de la Tabla B4.1), el criterio de pandeo local de las alas ha sido modificado paraincluirlainteracciónala-alma.Elvalorkc en el límite λryenlasecuacionesE7-7aE7-9 es el mismo usado para elementos en flexión en las ecuaciones F3-2 y F5-9. La teoría indicaquelainteracciónala-almaencompresiónaxialesalmenostanseveracomoenflexión. Las secciones laminadas están excluidas de esta disposición debido a que no hay seccionesestándarconproporcionesenlascualespudieraocurririnteracción.Enlassec-cionesfabricadasenlascualeslainteracciónproducereducciónenlaresistenciaalpandeolocaldelala,esprobablequeelalmaseatambiénunelementodelgadoatiesado.
Elfactorkctomaencuentalainteraccióndelalaydelalmaenelpandeolocaldemos-trada en los experimentos publicados por Johnson (1985). El límite máximo de 0.76 correspondeaFcr=0.69E/λ2usadocomoresistenciaalpandeolocalenlasedicionestanto de las Especificaciones ASD como LRFD. Se requiere una relación h/tw=27.5paraalcanzarkc=0.76. La restriccióncompletadeunelementocomprimidonoatiesadocorrespondeakc=1.3,mientrasquecuandonohayrestricciónkc=0.42.Debidoalainteracciónalma-alaesposibleobtenerkc<0.42alaplicarlanuevafórmulaparakc.S i seusaráenlaecuaciónparakc,que corre-
ponde al límite 0.35.
Almas en Flexión.EnlaTablaB4.2,Caso11,paraseccionesIdealasdesiguales,sepresentannuevasfórmulasparaλp.EstasdisposicionesestánbasadasenuntrabajodeinvestigaciónpublicadoporWhite(2003).
Secciones HSS Rectangulares en Compresión. Los límites para las paredes de seccio-nesrectangularesencompresiónuniforme(Caso12delaTablaB4.1)sonlosmismosque han sido usados en las Especificaciones AISC desde 1969. Ellos están basados en el trabajodeWinter(1968),dondeseencontróqueloselementoscomprimidosadyacentesde secciones cajón de espesor uniforme no aportaban una restricción torsional significa-tiva en las esquinas conectadas. El límite λpparaanálisisplásticofueadoptadodeLimit States Design of Steel Structures (CSA, 1994). Los límites de esbeltez del alma son los mismosusadosparaalmasdeseccionesdealaancha.
Enzonasdealtasismicidad,lasSeismic Provisions for Structural Steel Buildingspropo-nenvaloresmenoresqueλpsobrelabasedeensayos(LuiyGoel,1987)quehandemos-tradoquelosarriostramientosfabricadosconseccionesHSSrectangulares,sometidosa cargas axiales cíclicas fallan frágilmente en fractura al cabo de unos pocos ciclos si ocurre pandeo local. Esto ha sido confirmado por otros ensayos (Sherman, 1995), en loscualeslosarriostramientosdeseccionesHSSrectangularessuperabanlos500ciclos
h t E Fw y
> 5 70.
λp y
E F= 0 38.
h t E Fw y
= 5 70.
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cuando no ocurría pandeo local, incluso habiendo ocurrido el pandeo global de la colum-na,perofallabanconmenosde40cicloscuandosedesarrollabaunafalladepandeolo-cal.Elvalordeλp sísmico está basado en ensayos (Lui y Goel, 1987) de secciones HSS que tenían una pequeña relación b/t de manera que los arriostramientos se comportaban satisfactoriamenteenel casodemiembrosconesbeltecesdecolumna razonables.ElllenadodelasecciónHSSrectangularconconcretopobre(concretomezcladoconunabaja proporción de cemento) ha demostrado que es suficiente para rigidizar las paredes de la sección HSS y mejorar el desempeño cíclico.
Secciones HSS Rectangulares en Flexión. Hay un cambio significativo respecto de las ediciones anteriores en el límite compacto de almas de secciones HSS rectangulares en flexión (Caso 13 de la Tabla B 4.1). El valor usado anteriormente de 3.76p yE Fλ =seredujoa 2.42p yE Fλ = .EstecambioeselresultadodelosensayosrealizadosporWilkinsonyHancock(1998y2002)enloscualessedemostróquelasvigasdesecciónHSS cuya geometría estaba de acuerdo con el primer límite de sección compacta tenían unaescasacapacidadderotacióndisponibleyresultabanincapacesdealcanzarelobje-tivodeunacapacidadderotaciónde3. Secciones HSS Circulares en Compresión. El límite λrparaseccionesHSScircularesen compresión (Caso 15 de la Tabla B4.1) se usó primero en la Especificación ASD 1978,larecomendaciónfuehechaporSchilling(1965)basadoenuntrabajodeWinter(1968). El mismo límite fue usado también para definir una sección compacta en flexión en la Especificación ASD 1978. Sin embargo, los límites para λpyλrfueroncambiadosen la Especificación LRFD 1986 basados en un trabajo experimental en secciones HSS circulares en flexión (Sherman, 1985; Galambos, 1998). Schilling (1965), también re-comendóexcluirelusodeHSSredondosconD/t>0.45E/Fy.
LaSecciónE7.2(c),siguiendolasrecomendacionesdelSSRC(Galambos,1998)ylametodología usada en otras secciones con elementos comprimidos esbeltos, usa un fac-torQparatomarencuentalainteracciónentreelpandeolocalyglobaldecolumnasdeseccionesredondas.ElfactorQ es la razón entre la tensión crítica de pandeo local y la tensión de fluencia. La tensión crítica de pandeo local para secciones redondas es tomadadelasdisposicionesAISIbasadasenlaaccióninelástica(Winter,1970)yestánbasadosenensayosrealizadosencilindrosfabricadosymanufacturados.Ensayospos-teriores realizados en cilindros fabricados (Galambos, 1998) confirman que esta ecua-ciónesconservativa.Secciones HSS Circulares en Flexión. El elevadovalordel factorde formade lostubos circulares (Caso 15 de la Tabla B4.1) hace poco práctico usar los mismos límites de esbeltez para definir las regiones de comportamiento para tipos diferentes de carga. Losvaloresdeλpparaseccionescompactasquepuedendesarrollarelmomentoplásticoylosvaloresdeλr para flexión de la Tabla B4.1, están basados en el análisis de los re-sultados de ensayos correspondientes a varios proyectos que involucran flexión de sec-cionesHSScircularesenunaregióndemomentoconstante(ShermanyTanavde,1984;Galambos, 1998). El mismo análisis produjo la ecuación que define la capacidad de mo-mentoinelásticoenlaSecciónF7.Sinembargo,serequiereunvalormásrestrictivodeλpparaevitarqueelpandeolocalinelásticolimitelacapacidadderotaciónplásticaquesenecesitaparaformarunmecanismoenunasecciónHSSredonda(Sherman,1976).
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Losvaloresdeλr para compresión axial y flexión están basados en ensayos. El primer valor se usó en las especificaciones para edificaciones del año 1968 (Winter, 1970). La SecciónF8,tambiénlimitalarazónD/tparacualquiersecciónredondaa0.45E/Fy.Másallá de este límite, la resistencia al pandeo local disminuye rápidamente, lo que torna poco práctico usar estas secciones en la construcción de edificaciones.
B5. FABRICACIÓN, MONTAJE Y CONTROL DE CALIDAD
La Sección B5 muestra la nomenclatura a usar en el Capítulo M sobre fabricación, mon-tajeycontroldecalidad.
B6. EVALUACIÓN DE ESTRUCTURAS EXISTENTES
LaSecciónB6muestra lanomenclaturaausarenelAnexo5sobre laevaluacióndeestructurasexistentes.
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CAPÍTULO C
ANÁLISIS Y DISEÑO PARA ESTABILIDAD
El capítulo C está dirigido a los requisitos de análisis y diseño por estabilidad para edifi-cios de acero y estructuras similares. El Capítulo ha sido reorganizado en relación a las especificaciones anteriores, en dos partes: la Sección C1 describe los requisitos generales para estabilidad y los requisitos específicos de estabilidad de miembros individuales (por ejemplo, vigas, columnas, arriostramientos) y para sistemas incluyendo marcos rígidos, marcosarriostrados,murosdecorte,sistemasdemarcosgravitacionalesysistemascom-binados.LaSecciónC2estáorientadaalcálculodelasresistenciasrequeridasincluyen-do la definición de los métodos de análisis considerados aceptables y las restricciones específicas en los procedimientos de análisis y diseño. Al final de este capítulo de comen-tariossepresentaunadiscusióndelfactordelongitudefectiva,K, la tensión crítica de pandeodecolumnas,Fe,ylosmétodosasociadosparaelanálisisdelpandeo.
C1. REQUISITOS DEL DISEÑO PARA ESTABILIDAD
1. Requisitos Generales
Laestabilidaddelasestructurasdebeserconsideradadesdeunaperspectivadelaestruc-turacomountodo,incluyendonosólolosmiembroscomprimidos,debenconsiderarsetambiénlasvigas,lossistemasdearriostramientosylasconexiones.Debeproveersedeestabilidadaloscomponentesindividuales.Laliteraturatécnicahaprestadoconsidera-bleatenciónaestamateriayalosdiferentesmétodosdisponiblesparaproveerdeestabi-lidad(Galambos,1998).Todoslosmétodosdeanálisisyecuacionespararesistenciadelas componentes se encuentran inexorablemente interrelacionadas.Tradicionalmente,losefectosdelasinevitablesimperfeccionesgeométricas(dentrodelastoleranciasdefabricación y montaje), y la fluencia distribuida en los estados límite resistentes (in-cluidas las tensiones residuales)estánconsiderados solamenteen lasecuacionesquedefinen la resistencia del miembro. Consecuentemente, el análisis estructural se realiza usando la geometría nominal de la estructura no deformada y la rigidez elástica. Esta especificación, en su metodología tradicional está orientada, al denominado en este co-mentario Método del Longitud efectiva, pero también se presenta un nuevo métododenominadaMétododeAnálisisDirecto,enelAnexo7.ElMétododeAnálisisDirectoincluyevaloresnominalesdeimperfeccionesgeométricasyefectosdereducciónenlarigidezdirectamenteenelanálisisestructural.TantoenelMétododeLongitudefectivacomo en el Método de Análisis Directo, el análisis estructural por si mismo no es sufi-cienteparaproveerestabilidadalaestructuracomountodo.Laestabilidadglobaldela estructura así como la estabilidad de sus miembros individuales es suministrada por lacombinacióndelcálculodelaresistenciarequeridamedianteanálisisestructuralyelcumplimientodelasdisposicionesdediseñodemiembrosyconexionesdadasporestaespecificación.
Entérminosgenerales,esesencialrealizarunanálisisacuciosodesegundoordendelaestructura. El análisis debiera considerar la influencia de los efectos de segundo orden (incluidosefectosP - ∆ y P-δtalcomosemuestraenlaFiguraC-C1.1)ylasdeforma-
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ciones de flexión, corte y esfuerzo axial. Los métodos de análisis más rigurosos, permiten formulaciones más simples de modelos de estados límite. Uno de tales ejemplos puede encontrarseenelAnexo7,dondeelnuevoMétododeAnálisisDirectoespresentadocomoun método alternativo que permite mejorar y simplificar el diseño para estabilidad. En este caso,alincluirlasimperfeccionesgeométricasylosefectosdelareducciónderigidezdelosmiembrosdirectamenteenelanálisis,sepermiteelusodeK=1.0paraelcálculodelaresistenciadelacolumnaenelplano,Pn,dentrodelasecuacionesdeinteracciónviga-co-lumna del Capítulo H. Esta simplificación se puede aplicar porque el Método de Análisis Directoentregaunmejorestimadordelosefectosdelacargaverdaderaenlaestructura.Porelcontrario,elMétododeLongitudefectiva,incluyelosefectosanterioresindirecta-menteenlasecuacionesderesistenciadelmiembro.
2. Requisitos de Diseño para la Estabilidad de los Elementos
Los Capítulos E a I contienen las disposiciones necesarias para satisfacer la estabilidad delmiembro(enotraspalabraslasresistenciasdisponibles),dadoslosefectosdecargaobtenidos a partir del análisis estructural para condiciones específicas de arriostramien-tossupuestasenelcálculodelasresistenciasdelosmiembros.Cuandolosmiembrosdescansanenlosarriostramientosquenoformanpartedelsistemaresistenteacargaslaterales, para definir la longitud no arriostrada de vigas y columnas, estos arriostra-mientos deberán tener suficiente resistencia y rigidez para controlar los movimientos del miembroenlospuntosdearriostramiento.ElAnexo6contienetodoslosrequisitosparaarriostramientos que fueron incluidos previamente en el capítulo C de la Especificación LRFD del año 1999 (AISC, 2000b). Se incluyen en el Capítulo C los requisitos de dise-ñoparaarriostramientosquesonpartedelsistemaresistenteacargaslaterales(esdecir,arriostramientosincluidosenelanálisisdelaestructura).
Fig. C-C1.1 Efecto P-∆ y P-δ en vigas-columnas.
P - ∆ = Efecto de las cargas actuando en la geometría deformadadeunaestructuracon losnudosdespla-zados
P-δ = Efecto de las cargas actuando en la geometría deformadaentrelosnudosdeunmiembro
P
P
∆
δ
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3. Requisitos de Diseño para la Estabilidad del Sistema Estructural
Laestabilidadlateralpuedesersuministradamediante marcos arriostrados, muros de corte, marcos rígidos ocualquierotrosistemaresistentea cargas lateralesequivalente.Cuandoseusansistemasmixtosesimportanteconsiderarlasfuerzasdetransferenciaentresistemas,yalefectodesestabilizantedebidoalascargasverticalestrasmitidasporlosmiembrosquenosonpartedelsistemaresistenteacargaslaterales.(Porejemplo,columnas colgadas – leaning columns).
3a. Sistemas de Marcos Arriostrados y Muros de Corte Enlossistemasdemarcosarriostrados,sepermitediseñarlascolumnas,vigasyele-mentosdiagonalessuponiendoqueelsistemasecomportacomoenrejadoverticalenvoladizo, formados de elementos simplemente conectados, ignorando cualquier mo-mentosecundarioenelsistema.Elfactor de longitud efectiva,K,delascomponentesdel marco arriostrado se toma normalmente como 1.0, a menos que pueda justificarse un valormáspequeñomedianteanálisisyeldiseñotantodelmiembrocomodelaconexiónseaconsistenteconestasuposición.ElusodeunfactorKmenorque1.0,sediscutemásadelante al final de este capítulo de comentarios.
3b. Sistemas de Marcos Rígidos
En marcos rígidos o de momento, la rigidez a flexión se sustenta esencialmente en la rigidezde lasunionesviga-columna, lasdeformacionesdecortepuedenproducir re-ducciones importantes en la rigidez y deberían ser consideradas, especialmente cuando losvanosentrecolumnassonpequeñosylosmiembrossondegrancanto.Eldiseñodetodaslascolumnasyvigas-columnasdebebasarseenunalongitudefectivaKL,mayorque el largo verdadero, determinado según se especifica en C2, excepto lo indicado en la SecciónC2.2a(4),SecciónC2.2byAnexo7.ElMétododeAnálisisDirectodelAnexo7,aligualquelasprovisionesdelasSeccionesC2.2a(4)yC2.2b,entreganlosmediosparadimensionarcolumnasconK=1.0.
3c. Sistemas de Marcos Gravitacionales
Las columnas en los sistemas de marcos gravitacionales pueden ser diseñadas comodoblementerotuladasconK=1.0.Sinembargo,elefectodesestabilizante(efectoP - ∆) delascargasgravitacionalesentodaslascolumnasylatransferenciadelascargasdesdeestascolumnasalsistemaresistenteacargaslaterales,debesertomadoencuentaparaeldiseñodelsistemaresistenteacargaslaterales.Losmétodosparaincluirlosefectosdeestascolumnasestáticaseneldiseñodelsistemaresistenteacargaslateralessondiscu-tidosenlaSecciónC2delosComentarios.
3d. Sistemas Mixtos Cuandoseusansistemasmixtos,elanálisisestructuraldebedeterminarlascargaslatera-lesparacadaunodelossistemasylatransferenciadecargasentreellos.Debentenersepresente las variaciones en la rigidez inherente a los muros de concreto o albañilería segúnseaelgradodeagrietamientoposible.Estoseaplicatantoalascombinacionesdecargas de los estados límites de servicio como a las combinaciones de carga aplicables a
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los estados límite resistentes. Es prudente que el ingeniero estructural considere un rango derigidecesposibles,orientadoaincluirefectosderetracción,creep,ehistoriadecargaque dejen cubierto todo comportamiento posible y permita dotar de resistencia suficiente a todosloselementosdeconexiónentresistemas.Unavezquelascargashansidodetermi-nadas,eldiseñodebesatisfacerlosrequisitosparacadaunodelossistemasrespectivos.
C2. CÁLCULO DE LAS RESISTENCIAS REQUERIDAS
Esta especificación reconoce una variedad de procedimientos de análisis y diseño para determinarlarespuestadelsistemaresistenteacargaslaterales.Estoincluyeelusodemétodosinelásticosyplásticosdesegundoordenconusodeprogramasdecomputaciónespecializados,factoresdelongitudefectivausadosenconjuntoconanálisisdesegundoorden, el Método Directo de Análisis y métodos simplificados que aplican análisis elásti-codeprimerordenapropiadoparacálculosmanuales.LaSecciónC2presentadiferentesmetodologías de análisis de uso común y define ciertas restricciones que deben ser aplica-dasalanálisisydiseñoconcadamétododemaneradeentregarunproyectoseguro.
1. Métodos de Análisis de Segundo Orden
Algunasde lasdiferenciasclavesentre laEspecificaciónLRFD 1999 (AISC,2000b)y esta Especificación se refiere a los requisitos mínimos de rigidez y resistencia de los marcosdeacero.LasdisposicionesdelanormaAISC(2000b)establecenlossiguientesrequisitos sólo para marcos arriostrados:
(1) Resistencia mínima de los arriostramientos:
Pbr = 0.004∑Pu
(2) Rigidez mínima de los arriostramientos:
βbr = 2∑Pu/(φL)dondeφ=0.75
Al sustituir la rigidez mínima exigida al arriostramiento, βbrenlaecuaciónparaB2,[EcuaciónC1-4enAISC(2000b),dondeβbr = ∑H/∆0h],seobservaquelaexigenciaanterior de una rigidez mínima al arriostramiento es equivalente a la condición B2 ≤ 1.6. La fuerza mínima en el arriostramiento, Pbr = 0.004∑Pu, es la fuerza que se obtendría realizandounanálisiselásticodeprimerordenaniveldelacargaresistente,incluyendounaexcentricidadinicialde0.002veceslaalturadelpiso,L, y suponiendo una amplifi-cación por efectos de segundo orden de 2.0 La amplificación de 2.0 se determina usan-doβbr = 2∑Pu/(φL)enlaecuaciónparaB2,perosinincluirelfactorφenlarigidez.
BP
HL
P
Lu oh u
br
2
1
1
1
1
=−
=−
Σ ∆Σ
Σβ
(C-C2-1)
A diferencia de esto, esta Especificación impone una rigidez mínima a todos los marcos mediantelaaplicacióndeunvalorde1.5aB2,amenosqueseuseelMétododeAnálisisDirecto, más preciso, del Anexo 7. El Método de Análisis Directo incluye la influencia deimperfeccionesgeométricasnominales(porejemplo,excentricidad)yreduccionesde
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rigidez debido a fluencia distribuida en el análisis, en cuyo caso los requisitos anteriores derigidezyresistencia,sonconsideradosdeunamaneradirecta.EstablecerqueB2 enlaecuación anterior sea superior a 1.5 es equivalente a imponer una rigidez mínima de βbr= 3∑Pu/Lquees12%mayorqueelvalorrequeridoporelAISC(2000b)parasistemasarriostrados. El 12% de diferencia es consecuencia de establecer el límite de 1.5 a B2paratodoslosmarcosdiseñadossinelusodelMétododeAnálisisDirectoqueesmaspreciso. Una discusión adicional acerca del límite superior a B2sepresentaenelAnexo7,Sección7.3.
En esta especificación, se consideró exigir una carga virtual aditiva (“Notional Load”) de 0.002∑YientodaslascombinacionesyparatodoslosvaloresdeB2.Sinembargo,cuando (∑H + 0.002Yi)/∑H es cercano a 1.0 para todas las combinaciones de car-gaslateralesenSEI/ASCE7(ASCE2002),yparaB2 ≤ 1.5, por lo cual las fuerzas internas adicionales originadas por la aplicación de 0.002∑Yi en combinación conlascargaslateralesrequeridassonpequeñasypuedendespreciarse.Enconsecuencia,0.002∑Yi se requiere como carga lateral mínima sólo en las combinaciones de cargas gravitacionales especificadas en la Sección C2.2a. A la inversa, para marcos con B2 >1.5,elefectoP - ∆ asociado a las deformaciones laterales amplificadas por excen-tricidad inicial más las deformaciones laterales debidas a fluencia distribuida u otras causas accidentales pueden ser significativas a nivel de las cargas resistentes. En consecuencia,paraestasestructurassensiblesaproblemasdeestabilidadserequiereelusodelMétodoDirectodeAnálisispresentadoenelAnexo7conlaaplicacióndelacargavirtualadicionaldeNi = 0.002∑Yi .
1a. Análisis Elástico General de Segundo Orden
LaSecciónC2.1aestablecequepuedeusarsecualquiermétododeanálisiselásticodesegundoordenquecapturetantoelefectoP - ∆ como el efecto P-δ,cuandounooambossonimportantesparaunadeterminaciónprecisadelasfuerzasinternas.Laam-plificación mediante los tradicionales factores B1yB2 definidos en la Sección C2.1b, de lasfuerzasobtenidasmedianteunanálisisdeprimerordenesunprocedimientoaproxi-mado de análisis de segundo orden elástico. En síntesis, la sección establece que deben ser consideradas todas las deformaciones de flexión, corte y axiales que afecten signi-ficativamente la estabilidad de la estructura y sus componentes. En el Método Directo deAnálisis,debenserincluidosvaloresnominalesdelasimperfeccionesgeométricasyreduccionesderigidezdebidoatensionesresidualesenlosmiembros.
ElMétodoDirectodeAnálisisesmássensiblealaprecisióndelAnálisisElásticodeSegundoOrdenque elMétododeLongitud efectiva.ElMétodoDirectodeAnálisispuedeserusadoenelanálisisydiseñodetodoslossistemasresistentesacargaslatera-les. El Comentario al Anexo 7, Secciones 7.1 y 7.3 contiene indicaciones específicas de losrequisitosnecesariospararealizarunanálisiselásticorigurosodesegundoorden,yentrega problemas típicos que pueden ser usados para determinar cuando es apropiado o no el uso de un método específico de análisis. Los programas usados normalmente en el análisis debieran ser revisados con estos problemas tipo para verificar la precisión de los resultadosyentenderlaslimitacionesdelprogramaenuso.Estambiénesencialparaelingenieroestructurallacorrectaaplicacióndelasrestriccionespropiasdecadamétododeanálisisqueseuse.
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PAR
TE
16
Esimportantereconocerquelosmétodostradicionalesdeanálisiselástico,aunaque-llosqueconsiderenadecuadamentelosefectosdesegundoorden,estánbasadosenlageometría sin deformar y en propiedades y rigideces nominales de los miembros. Las imperfeccionesinicialesdelaestructuratalescomoexcentricidades,toleranciasdefa-bricación,cargasgravitacionalesmodeladasinadecuadamente,gradientesdetemperatu-raenlaestructura,asentamientosdefundaciones,etc.,aligualquetensionesresidualesy ablandamiento de la estructura en el estado límite resistente, combinados con efectos desestabilizantesde las cargasverticales aumentan lamagnitudde los efectosde lascargasenlaestructuraporsobrelosvaloresqueprediceelanálisistradicional.Espar-ticularmenteciertoparaestructurassensiblesapresentarproblemasdeestabilidad,enpresenciadecargasverticalesimportantescuandolasdemandasdecargaslateralessonbajas, que den como resultado resistencias laterales relativamente bajas. Los límites impuestosalfactorB2enalgunodelosmétodosdeanálisis limitanlaposibilidaddesubestimarlosefectosdelascargasenestructurassensiblesapresentarproblemasdeestabilidad.HayquetenerpresentequeB2puedeserdeterminadodirectamentecomolarazóndeldesplazamientolateraldesegundoordenaldesplazamientolateraldeprimerorden, ∆segundo orden/∆primer orden en cada piso de la estructura (definición apropiada cuando se realiza un análisis de segundo orden), o como se define en la ecuación C2-3 (definición apropiada cuando se realiza un análisis de primer orden amplificado). Esta subestimacióndelosefectosdelascargasesparticularmenteimportanteeneldiseñodevigas que restringen marcos rígidos y arriostramientos en marcos arriostrados. En el Mé-tododeLongitudefectiva,laresistenciadelacolumnaenelplano,Pn,tomaencuentalosefectosanteriores,incluyéndolosenelfactordelongitudefectivayenlacurvadere-sistenciadelacolumnausadadelaSecciónE3.Sinembargo,elaumentoenlamagnituddelasfuerzasinternasdebidoaestosefectosnoestomadoencuentaenlasecuacionesdediseñodeotrosmiembrosyconexiones.ElMétodoDirectodeAnálisisdelAnexo7no tiene estas deficiencias que presenta el Método de Longitud efectiva tradicional. En consecuencia,esrecomendablesuaplicaciónespecialmenteenestructurassensiblesapresentarproblemasdeestabilidad.
1b. Análisis de Segundo Orden Simplificado, mediante Amplificación de un Análisis Elástico de Primer Orden
LaSecciónC2.1bestáorientadaalmétodotradicionalmenteempleadoqueseobtienemediante la amplificación de los resultados de un análisis de primer orden, usado du-rante largo tiempo en esta especificación. Ha sido ampliado para ser usado en sistemas enloscualeslacargaaxialespredominante,talcomolosmarcosarriostrados,sistemasenrejados e igualmente en marcos rígidos. Cuando se usa adecuadamente, este método esunmétodoaceptabledeanálisiselásticodesegundoorden.
Este método de análisis de primer orden define factores de amplificación B1yB2queseaplicanalasfuerzasymomentosdeprimerorden,deestamanera,setieneunaesti-macióndelassolicitacionesdesegundoorden.Enelcasogeneral,unmiembropuedetenerefectosdecargasdeprimerordennonecesariamenteasociadosadesplazamientoslateralesloscualessonmultiplicadosporB1ylosefectosdecargasasociadosadespla-zamientosdeentrepisossonmultiplicadospor B2.ElfactorB1senecesitaparaestimarlosefectosP-δdelosmomentosqueocurrensindesplazamientodeentrepiso,Mnt,enmiembrosaxialmentecargados,mientrasqueelfactorB2senecesitaparaestimarlosefectosP - ∆ en los componentes de un marco rígido, arriostrado y/o un sistema mixto.
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16-302 COMENTARIOS
LosefectosP - ∆ y P-δ se muestran gráficamente en la Figura C-C1.1 para una viga-columna. La amplificación de los diagramas de momentos debida a los factores B1yB2se muestra en la figura C-C2.1.
Fig. C-C2.1. Amplificación de momentos.
ElfactorB2seaplicasóloalassolicitacionesinternasasociadasadesplazamientosdeentrepiso y su cálculo se aplica a un entrepiso completo. En el caso de marcos de edificio diseñados con un desplazamiento de entrepiso limitado a un cierto valor ∆H/Lpredeter-minado,elfactorB2puedeestablecerseantesdeldiseñodelosmiembrosindividuales,imponiendo este límite en la ecuación C2-6b.
AldeterminarB2ylosefectosdesegundoordenenelsistemaresistenteacargaslatera-les, es importante que ∆Hincluyanosoloeldesplazamientodeentrepisoenelplanodelsistemaresistenteacargaslaterales,sinotambiénundesplazamientoadicionaleneldia-fragmadepisoodetechooenelsistemademarcoshorizontalesquepuedaaumentarelefectodevolcamientodelascolumnasvinculadasalpisoocolumnasestáticas(leaningcolumns).Debeconsiderarseelmáximodesplazamientooeldesplazamientopromedioponderadoporlascargasquetomanlascolumnas.
Los límites de los desplazamientos relativos pueden establecerse para el diseño de edifi-cios de diferentes categorías, de modo que los efectos secundarios sean mínimos (ATC, 1978; Kanchanalai y Lu, 1979). Sin embargo, imponer un límite a los desplazamientos relativos no es suficiente para despreciar los efectos de estabilidad (Le Messurier, 1977).
Ambostiposdemomentosdeprimerorden,MntyMlt,puedenserinducidosporcargasgravitacionales.Mnt se define como el momento desarrollado en un miembro cuando el marconotienedesplazamientolateral.Mlteselmomentodesarrolladoenunmiembrodebidoaldesplazamientolateraldelmarco.Cuandoserequieredeunafuerzarestrictivasignificativa para prevenir el desplazamiento lateral de una estructura no simétrica o de unaestructurasimétrica,asimétricamentecargada,losmomentosinducidoscuandose
Momento de primer orden
Momento total
(a) (b)
PP
W
H
H
B1M0
B1M
0
M0
B2Mou
MoιB2ιMoι
ΣB2Mou
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COMENTARIOS 16-303
PAR
TE
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liberalafuerzarestrictivacontribuyenalosmomentosMlt . En la mayoría de los marcos simétricosesteefectoserápequeño.SielmomentoB2MltesagregadoalgebraicamenteaB1Mntqueeselmomentodesarrolladocuandoserestringeeldesplazamientolateral,tal como se define en la ecuación C2-1a, resulta un valor Mr razonable en la mayoría deloscasos.Serecomiendarealizarunanálisiselásticorigurosodesegundoordenparadeterminar en forma precisa las fuerzas internas cuando B1 es mayor que 1.2. Losmomentosextremosproducidospor eldesplazamiento lateralqueocurredebidoa laaccióndelvientoosismosonsiempremomentosMlt.Esprecisotenerpresenteque,engeneral, las fuerzas axiales deben también ser amplificadas de acuerdo con la ecuación C2-1b para marcos arriostrados y para marcos rígidos, aun cuando el efecto puede ser pequeño en el caso de muchos marcos rígidos de poca altura.
Cuando los momentos de primer orden son amplificados por los factores B1yB2enmiembrossometidosacompresiónaxialelequilibriorequierequeellosseanbalancea-dos por momentos en los miembros conectados (por ejemplo, ver la figura C-C2.1). Los momentosinternosdesegundoordenasociadosenlosmiembrosconectadospuedensercalculados satisfactoriamente en la mayoría de los casos amplificando los momentos en todos losmiembrosdelsistemaresistenteacargas laterales,enotraspalabras, lascolumnasyvigasporsuscorrespondientesvaloresB1yB2.
ParavigasdebeusarseelmayorvalorB2delosentrepisossuperioreinferioradyacen-tes. Las conexiones serán diseñadas para resistir los momentos nodales amplificados. Alternativamente, la diferencia entre el momento amplificado y el momento de primer ordenenla(s)columna(s)deunaunióndadapuedeserdistribuidoacualquierotromo-mentomiembroqueresistamomentosconectadoal(los)miembro(s)comprimido(s)enproporciónalarigidezrelativadelosmiembrosnocomprimidos.Ajuiciodelingenierolosdesbalancesmenorespuede,serdespreciados.Esteúltimométodoesconsiderable-mentemástediosoquelosmétodosantesrecomendados.Situacionescomplejas,talescomo las que ocurren cuando la amplificación en algunos miembros que se encuentran enunauniónesgrande,puedenrequerirdeunanálisiselásticodesegundoordenenlugar de un análisis de primer orden al cual se aplican los factores de amplificación.
En marcos rígidos y marcos arriostrados, Pnescontroladoporlaesbeltezmáxima,inde-pendientemente del plano de flexión, si el miembro está sometido a una flexión biaxial significativa, o si la Sección H1.3 no se aplica. La Sección H1.3 es un método alternativo para verificar la resistencia de la viga-columna que permite separar la verificación en el plano de la verificación fuera del plano en aquellos miembros en los cuales la flexión enelplanodelmarcoespredominante.Sinembargo,Pe1yPe2expresadosmediantelasecuacionesC2-5yC2-6asonsiemprecalculadosusandolaesbeltezenelplanodeflexión. Así, cuando en una viga-columna la flexión es sólo a respecto del eje más fuerte, esto puede significar el uso de dos esbelteces en los valores amplificados obtenidos del análisisdeprimerordenyenloscálculosdeldiseño.
ElvalorRM=0.85enlaecuaciónC2-6bestábasadoenunacotasuperioraproximadadela influencia de los efectos P - ∆ en la amplificación de los desplazamientos laterales en marcos rígidos de la práctica (Le Messurier, 1977).
Lasfuerzasinternasdesegundoordenobtenidasmedianteanálisisseparadosnopuedensercombinadasmediantesuperposición,debidoaqueelanálisisdesegundoordennoes
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16-304 COMENTARIOS
linealentodaslasfuerzasaxialesdelaestructura.Enconsecuencia,esnecesariorealizarunanálisisdesegundoordenseparadoparacadaunadelascombinacionesdecargasconsideradaseneldiseño.Lasfuerzasinternasdeprimerorden,calculadasantesdelaamplificación establecida en el procedimiento de la Sección C2.1b, pueden ser sobre impuestasparadeterminarlasfuerzasinternastotalesdeprimerorden.
Cuando se presenta flexión respecto de los ejes xey, la resistencia requerida a flexión, calculada respecto de ambos ejes, es amplificada por B1basadaenlosvaloresdeCmyPe1delaecuaciónC2-2correspondientealgradientedemomentosenlaviga-columnay su esbeltez en el plano de flexión. Una amplificación similar por el factor B2enlare-sistencia requerida a flexión debe ocurrir para ∑Pe2enlaecuaciónC2-3correspondientealarespuestaenelplano.
LasecuacionesC2-2yC2-4seusanparaaproximarlosmomentosmáximosdesegun-doordenenmiembroscomprimidossindesplazamientorelativoentresusnudosysincargastransversalesaplicadaseneltramodelmiembro.LaFiguraC-C2.2acomparalaexpresiónaproximadaparaCmdadaporlaecuaciónC2-4conlasoluciónteóricaexactaparavigas-columnassometidasamomentosensusextremos(ChenyLui,1987).Estafigura muestra los valores aproximados y analíticos de Cmenfunciónde larazóndemomentosenlosextremosM1/M2paraalgunosnivelesdeP/Pe(Pe=Pe1conK =1).Lafigura C-C2.2b muestra las soluciones analíticas y aproximadas correspondientes para el momentoelásticomáximodesegundoordenenelmiembro,Mr,versuselniveldecargaaxial,P/Pe,paravariosvaloresdelarelacióndemomentosenlosextremos.Paravigas-columnasconcargastransversales,elmomentodesegundoordenpuedeseraproximado por:
(C-C2.2)
Para miembros simplemente apoyados, donde:
δ0 =deformaciónmáximadebidaacargatransversal,m(mm)M0 =momentomáximodeprimerordenenelmiembrodebidoacarga transversalt-m(N-mm)α =1.0(LRFD)o1.6(ASD)
CP
Pmr
e
= +
1
1
ψα
ψπ δ
δ
= −
==
20
02
0
0
1EI
M L
M
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COMENTARIOS 16-305
PAR
TE
16
Fig C-C2.2a. Amplificación de momentos
Para extremos restringidos, en la Tabla C-C2.1 se presentan algunos casos límites junto a doscasosdevigas-columnassimplementeapoyadas(Iwankiw,1984).EstosvaloresdeCmsonsiempreaplicadosconelmomentomáximodelmiembro.Paraelcasodeextremosrestringidos,losvaloresdeB1sonmásprecisossienelcálculodePe1seutilizaK<1.0,correspondientealascondicionesenlosextremosdelosmiembros.EnlugardeusarlasecuacionesanterioresseaplicaconservadoramenteCm =1.0entodoslosmiembroscar-gadostransversalmente.PuededemostrarsequeelusodeCm=0.85paramiembrosconextremos restringidos, indicado en anteriores especificaciones, puede en ocasiones resultar en una subestimación significativa de los esfuerzos internos. Debido a esto, se recomienda elusodeCm=1.0comounaaproximaciónsimpleconservadoraparatodosloscasosdemiembroscargadostransversalmente.
2. Requisitos de Diseño
LaSecciónC2.2contienelosrequisitosparalaaplicacióndedosdelostresmétodosdeanálisisydiseñoelásticodelosmarcosresistentesacargaslateralespermitidosporesta Especificación: (a) diseño mediante análisis elástico de segundo orden; y (b) diseño medianteanálisiselásticodeprimerorden.Deacuerdocontodas lasrestriccionesdeestos métodos tal como se especifica, esta sección satisface los requisitos de la Sección C1.1.ElAnexo7estádedicadoaltercermétododeanálisisydiseñodenominadoMé-todoDirectodeAnálisis.Losdosmétodosdetalladosenestasecciónestablecenquelaestructura debería ser analizada en la geometría nominal y con la rigidez elástica (EI,EA) de todos los miembros, lo que corresponde a la metodología tradicional.
Solución Analítica
Solución Aproximada
ρ=0.2ρ=0.4
ρ=0.6
ρ=0.8
Curvatura simple
-1 1
1
-0.75 0.75
0.75
-0.5 0.5
0.5
-0.25 0.25
0.25
1.25
00
Curvatura doble
0.6 - 0.4 M1 / M2
P M1 M2
M2 > M1
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16-306 COMENTARIOS
Fig. C-C2.2b. Momentos de segundo orden para vigas-columnas sometidas a momentos en los extremos.
Paralimitarpotencialeserroresdebidoalosefectosdelascargasenlaestructuraocasio-nados por los métodos de análisis simplificados, es necesario limitar la amplificación en el desplazamiento lateral representado por ∆2°orden /∆1er orden(oequivalentemente,elfactorB2), en cada entrepiso del marco para todas las combinaciones. Se especifica un límite de 1.5 en ∆2°orden/∆1er ordenparacadaunodelosmétodospresentadosenlasSecciónesC2.2ayC2.2b.Encasocontrario,serequiereelMétododeAnálisisDirectodel Anexo 7. Se incentiva el Método de Análisis Directo, aplicable a cualquier edificio de marcos, independientemente que presente o no amplificación (factor B2)debidoadesplazamientolateral.
Es importante destacar que el límite a la amplificación del desplazamiento lateral o lími-teaB2 establecido en el capítulo C y en el Anexo 7 están basados en la ecuación C2-3 que establece el análisis de primer orden elástico usando la geometría y propiedades nominalesdelaestructura.
M1
M2
2 3 4 50
0.6
0.4
0.2
0.8
1
10
Ketter, 1961
0.6 - 0.4 ( M1 / M2 )
1-( Pu / Pe )
M1 M2Pu
Mma
M1 M2
1.00.80.5
-0.5-1.5
0
Pu
Pe
Mmax
M2
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COMENTARIOS 16-307
PAR
TE
162a. Diseño mediante Análisis de Segundo Orden
Es esencial que el análisis del marco sea realizado en el estado límite resistente debido alanolinearidadasociadaalosefectosdesegundoorden.ParadiseñodeacuerdoconelmétodoASD,esteniveldecargaseestimaen1.6veceslascombinacionesdelmétodoASD.Esterequisitoestáestipuladoenlacláusula(2).
Lacláusula(3)enestasecciónrequiereque,paralascombinacionesexclusivasdecargasgravitacionales, debe aplicarse una carga lateral mínima en cada nivel de la estructura de 0.002Yi,dondeYieslacargagravitacionaldediseñoqueactúaenelniveli .Debedes-tacarsequelacargadebeaplicarseindependientementeendosdireccionesortogonalesdelaestructura.Tambiénesnecesariohacernotarquelasresistenciasdecolumna,Pn,en marcos rígidos debe estar basada en la longitud efectiva de pandeo, KL,olatensióncrítica de pandeo de la columna, Fe,dondeKLoFesedeterminandeunanálisisdees-tabilidadqueconsideraeldesplazamientodelaestructura.UnadiscusióndetalladadelfactorK,latensióndepandeodelacolumnaylosmétodosdeanálisisdepandeocondesplazamiento asociados se presentan al final de este capítulo de comentarios.
TABLA C-C 2.1Factores de Amplificación ψ y Cm
Caso ψ Cm
0 1.0
- 0.41 - 0.4
P
Pu
e1
- 0.4 1 - 0.4
- 0.2 1 - 0.2
- 0.3 1 - 0.3
- 0.2 1 - 0.2
Pu
L/2
Pu
L/2
Pu
L/2
M1
M2
2 3 4 50
0.6
0.4
0.2
0.8
1
10
Ketter, 1961
0.6 - 0.4 ( M1 / M2 )
1-( Pu / Pe )
M1 M2Pu
Mma
M1 M2
1.00.80.5
-0.5-1.5
0
Pu
Pe
Mmax
M2
Pu
L/2
Pu
L/2
Pu
L/2
P
Pu
e1
P
Pu
e1
P
Pu
e1
P
Pu
e1
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16-308 COMENTARIOS
En el caso especial cuando la amplificación de la estructura con desplazamiento lateral ∆ 2°orden /∆1er orden ,(oB2) ≤ 1.1, se permite realizar el diseño del marco usando K=1.0para las columnas, tal como se estipula en la cláusula (4). Al limitar la amplificación de laestructuracondesplazamientolateral(onivel)aunmáximodeB2 =1.1,selimitaelerrordelladoconservadoraunmáximodeaproximadamente6porcientoenelplanodeverificación de la resistencia de la viga-columna del Capítulo H (White y Hajjar, 1997).
LosmarcosarriostradospuedenserdiseñadosentodosloscasossobrelabasedeK=1.0.
2b. Diseño mediante Análisis de Primer Orden
EstasecciónentregaunmétodoparaeldiseñodemarcosusandoanálisiselásticodeprimerordenconK = 1.0, condicionado a un factor de amplificación por desplazamiento lateral ∆ 2°orden/∆ 1er orden ≤ 1.5 (o B2 ≤ 1.5 determinado de acuerdo con el procedimiento de amplificar el análisis elástico de primer orden de la Sección C2.1) y cuando la resistencia re-queridaacompresióndetodoslosmiembrosqueformanpartedelmarcoresistenteacargaslaterales (distinto de aquellos miembros enrejados cuya rigidez a flexión fue despreciada enelanálisis)cumpleconαPr<0.5Py .Todaslascombinacionesdecargadebenincluirunacargalateraladicional,Ni, especificada mediante la ecuación C2-8, que debe aplicarse encombinaciónconotrascargasencadaniveldelaestructura.Debetenersepresentequelacargadebeaplicarseindependientementeendosdireccionesortogonalesdelaestructura.Sieldesplazamientolateralocurredebidoa lascargasgravitacionales,entonces lacargamínima deberá aplicarse en la dirección del desplazamiento relativo. Esta ecuación deriva delMétodoDirectodeAnálisis,talcomoseindicaenelcomentarioalAnexo7.Estába-sadaensuponerunvalor∆2°orden/∆1er orden(oB2)de1.5.Laexcentricidadinicialnoesnecesarioincluirlaenelcálculode∆.LaecuaciónC2-8estábasadaenlacláusuladelAnexo 7 que permite aplicar una carga virtual (“notional”) como carga lateral mínima en las combinacionesdecargasquesonexclusivasdecargasgravitacionalesynoencombinaciónconotrascargaslateralescuando∆2°orden /∆1er orden ≤ 1.5 (o B2 ≤ 1.5). El valor mínimo deNide0.0042Yiestábasadoenlasuposicióndeunarazóndedesplazamientolateralde primer orden mínima para cualquier efecto de ∆/L=0.002.Debehacersenotarqueel límite máximo de desplazamiento relativo corresponde a las combinaciones para de-terminarlasresistenciasusadasporelmétodoLRFDo1.6veceslascombinacionesparadeterminarlasresistenciasusadasporelmétodoASD,loquepuedesuponersealiniciarelprocesodediseñoparadeterminarlacargalateralvirtualadicionalNi.Enlamedidaquenoseexcedelarazóndedesplazamientorelativoencualquierniveldecargasresis-tentes,eldiseñoseráconservador.
La amplificación de los momentos en vigas-columnas para la condición sin despla-zamiento es presentada en el procedimiento especificado en esta sección mediante la aplicacióndelfactorB1delaSecciónC2.1enformaconservadoraparaeltotaldelosmomentosdelosmiembros.Enmuchosdeloscasosqueinvolucranvigas-columnasqueno están sometidas a carga transversal entre apoyos en el plano de flexión, B1=1.0.Alfinal del Anexo 7 se presenta una explicación más detallada de este procedimiento de diseñobasadoenanálisisdeprimerorden.
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COMENTARIOS 16-309
PAR
TE
16
Determinación del Factor K de Longitud efectiva o la Tensión de Pandeo de Columna Fe.
Haydosusosparaelfactordelongitudefectiva,K, en esta Especificación:
(1) Análisis de Primer Orden Amplificado. K se usa para la determinación de lacargadepandeoelástico,Pe1, si se trata de un miembro o ∑ Pe2 si se trata deun entrepiso de un edificio, para el cálculo de los factores de amplificación co-rrespondientesaB1yB2 comopartedelProcedimientodeAnálisisElásticodePrimer Orden Amplificado de la Sección C2.1b; y
(2) Resistencia al Pandeo por Flexión de una Columna, Pn.Kseusaenladeter-minación de la resistencia a pandeo por flexión de una columna, Pn,dadaenelCapítulo E, la cual puede estar basada ya sea en un análisis de pandeo elástico o inelástico.
Cadaunodeestosusosesdiscutidoendetalleacontinuación. Laseccióncomienzasinembargo,conunadiscusióndelosfundamentosdelfactordelongitudefectiva,K,y algunas metodologías tradicionales usadas en la determinación de K,conocidascomonomogramasocartasdealineación.
Metodologías Tradicionales para el Cálculo de K – Nomogramas. Unaampliavarie-daddemétodoshansidopropuestosenla literaturatécnicaparaelcálculodelfactordelongitudefectivadecolumnas,K(Kavanagh,1962;Johnston,1976;LeMessurier,1977;ASCETaskCommitteeonEffectiveLength,1997;WhiteyHajjar,1997a).Elrango varía desde idealizaciones de columnas simples tales como las mostradas en la Tabla C-C2.2 hasta soluciones complejas de marcos para condiciones específicas de carga.Enalgunosmarcos,losfactoresKpuedenserestimadosocalculadosfácilmenteysirvencomounaherramientaconvenienteparaeldiseñoporestabilidad.EnotrotipodeestructurasladeterminacióndefactoresKmásprecisospuederesultartediosacuandoselasrealizamedianteprocedimientosmanuales,ylaestabilidaddelsistemapuedeserdeterminada más eficientemente sin considerar en absoluto, los valores Kdelosmiem-bros.Esteúltimoprocedimientoespresentadoconmásdetalleenestasección.
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16-310 COMENTARIOS
ElmétodomáscomúnparadeterminarKesmedianteelusodenomogramas,estossemuestranenlaFiguraC-C2.3paramarcoscondesplazamientolateralrestringidoyenlaFiguraC-C2.4paramarcoscondesplazamientolateralpermitido(Kavanagh,1962).Lassubestructurasenlascualessebasanlosnomogramasocartasdealineación,estánbasadas en la figura mostrada junto con el nomograma. Estas cartas suponen condi-cionesidealizadasquerarasvecessepresentanenlasestructurasdelarealidad.Estashipótesis son del siguiente tipo:
1. Comportamientoelástico.2. Miembrosdeseccióntransversalconstante.3. Uniones rígidas.4. Enelcasodecolumnasdemarcoscondesplazamientolateralrestringido, las
rotacionesaladosopuestosdelasvigas,sonigualesenmagnitudydedirecciónopuesta, produciendo flexión en curvatura simple.
5. Enelcasodecolumnasdemarcoscondesplazamientotransversallibre,lasro-tacionesenlosextremosdelasvigas,sonigualesenmagnitudydirección,pro-duciendo flexión en doble curvatura.
6. Elparámetroquemidelarigidez L P EI/ detodaslascolumnaseselmismo.7. Larestriccióndelasconexionessedistribuyesobreybajolacolumnaenpropor-
ciónaEI/Lparalasdoscolumnas.8. Todaslascolumnaspandeansimultáneamente.9. No hay una compresión axial significativa en las vigas.
TABLA C-C2.2Valores Aproximados del Factor de Largo
Efectivo, KLa geometría defor-mada se muestra en línea discontinua
(a) (b) (c) (d) (e) (f)
Valor teórico de K 0.5 0.7 1.0 1.0 2.0 2.0
Valor recomendado para condiciones aproximadas
0.65 0.80 1.2 1.0 2.10 2.0
Vínculo en el extremo
Restricción a la rotación y desplazamiento
Rotación libre - restricción al desplazamiento
Restricción a rotación – desplazamiento libre
Rotación y traslación libres
Restricción a la rotación y el desplazamiento
Restricción a rotación - desplazamiento libre
Rotación libre - restricción al desplazamiento
Rotación y traslación libres
Restricción a la rotación y el desplazamiento
Restricción a rotación - desplazamiento libre
Rotación libre - restricción al desplazamiento
Rotación y traslación libres
Restricción a la rotación y el desplazamiento
Restricción a rotación - desplazamiento libre
Rotación libre - restricción al desplazamiento
Rotación y traslación libres
Restricción a la rotación y el desplazamiento
Restricción a rotación - desplazamiento libre
Rotación libre - restricción al desplazamiento
Rotación y traslación libres
Restricción a la rotación y el desplazamiento
Restricción a rotación - desplazamiento libre
Rotación libre - restricción al desplazamiento
Rotación y traslación libres
Restricción a la rotación y el desplazamiento
Restricción a rotación - desplazamiento libre
Rotación libre - restricción al desplazamiento
Rotación y traslación libres
Restricción a la rotación y el desplazamiento
Restricción a rotación - desplazamiento libre
Rotación libre - restricción al desplazamiento
Rotación y traslación libres
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PAR
TE
16
El nomograma para marcos restringidos que se muestra en la figura C-C2.3 esta basado en la siguiente ecuación:
Fig. C-C2.3 Nomograma - desplazamiento restringido (marco arriostrado)
Fig. C-C2.4 Nomograma – desplazamiento permitido (marco rígido)
P∆ ∆
Ab1 b2
c1
θB
θB
θB
θB
θB
B
θA
θA
θA
θA
θA
c2
c3
b3b4
P∆
G G
K
G G K
tg K
tgA B A B
4 21
22π π
π
++
−
+( )
πππ
21 0
K
K
( )− =
P
P
A
B
b1
c1
θB
θA θA
θA
θA
θB
θBθB
θB
θA
c2
c3
b3
b2
b4
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El nomograma para marcos libres lateralmente que se muestra en la figura C-C2.4 está basado en la siguiente ecuación:
donde
Los subíndices AyB se refieren a las uniones en los extremos de la columna que está siendo considerada. El símbolo ∑ indica suma de todos los miembros que se encuentran unidos rígidamente a la unión y que están en el plano en el cual el pandeo de la columna estásiendoconsiderado.Eceselmódulodeelasticidaddelacolumna,IceselmomentodeinerciadelacolumnayLcesellargonoarriostradodelacolumna.Egeselmódulodeelasticidaddelaviga,IgeselmomentodeinerciadelavigayLgesellargonoarrios-tradodelavigaodeotromiembroqueofrezcarestricción.IceIgsonrespectodelosejesperpendicularesalplanodepandeodelmiembroqueestásiendoconsiderado.Elnomogramaesválidoparadiferentesmaterialescuandoseusaunarigidezefectiva,EI,apropiadaenloscálculosdeG.
Para columnas apoyadas en sus extremos, pero no rígidamente conectadas a una zapata ofundaciónG es teóricamente infinito pero a menos que se diseñe como rótula perfecta, puedeadoptarseelvalor10paraeldiseño.Valoresmáspequeñospuedenusarsesiselesjustifica mediante análisis.
LosvaloresteóricosdeK,obtenidosdenomogramas,paradiferentescondicionesidea-lizadasenlosextremos,rótulaoempotramientoparaefectosdelarotaciónytraslaciónfija o permitida, se muestran en la Tabla C-C2.2 junto a recomendaciones prácticas para eldiseño.
Es importante recordarque losnomogramasestánbasadosen lascondiciones ideali-zadaspreviamentediscutidasyqueestascondicionesraravezsedanenlasestructurasreales.Enconsecuencia,cuandosedeseausarlosnomogramasynoesposiblerespetardichascondicionesserequieredeajustesparalaaplicacióncuandosetratadeestructu-ras con nudos desplazables y condiciones reales en los vínculos.
1. Paraconsiderarlainelasticidaddelascolumnasdebereemplazarse(EcIc)porτa(EcIc)paratodaslascolumnasenlasexpresionesparaGAyGB.Elfactordereducciónτasediscutemásadelanteenestasección.
2. Para vigas que toman cargas axiales significativas, debe multiplicarse el (EI/L)g porelfactor(1-Q/Qcr)dondeQeslacargaaxialenlavigayQcr eslacargadepandeoenelplanodelavigabasadaenK=1.0.
Enel casodemarcos impedidosdedesplazar lateralmente,pueden realizarseajustespara diferentes condiciones en los extremos de las vigas, de la siguiente manera:
1. Cuando el extremo lejano de una viga es fijo, debe multiplicarse (EI/L)g delmiembropor2.0.
G G K
G G
K
tg KA B
A B
π ππ
( ) −
+( ) −( )
=2
36
60
( / )
GE I L
E I L
EI L
EI Lc c c
g g g
cc
g
= =ΣΣ
ΣΣ
( / )
( / )
( / )
( / )
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2. Cuandoelextremolejanodeunavigaesrotulado,debemultiplicarse(EI/L)g
delmiembropor1.5.
Paramarcos libresdedesplazarseyvigascondiferentescondicionesdeborde,debeusarse un largo modificado de viga; L'genlugardellargoreal,donde
L'g=Lg(2-MF/MN)
MFeselmomentoenelextremolejanodelavigayMNeselmomentoenelextremocercano,obtenidosdeunanálisislateraldeprimerordendelmarco.Larazóndelosdoscomponentesespositivasi lavigaestáendoblecurvatura.Si larelación MF/MNesmayorque2.0,entonces L'gesnegativo,delocualresultaGnegativoydebenusarselosnomogramas.
1. Cuando el extremo lejano de una viga es fijo, debe multiplicarse (EI/L)g delmiembropor2/3.
2. Cuandoelextremolejanodeunavigaesrotulado,debemultiplicarse(EI/L)gdelmiembropor0.5.
Unahipótesisimportanteeneldesarrollodelosnomogramasesquetodaslasconexio-nesviga-columnadebensercompletamenterestringidas(conexionesFR).TalcomosemostróanteriormentecuandoelextremolejanodeunaviganotieneunaconexióntipoFR,deacuerdoconlosupuesto,esnecesariorealizarajustesparaaplicarlosnomogra-mas. Cuandounaconexiónviga-columnaesdel tipodecorte solamente-estoes,notrasmite momento – entonces esa viga no participa en la restricción de la columna y no puede ser considerada en el término ∑ (EI/L)gdelaecuaciónparaG.Sololasconexio-nesdeltipoFRpuedenserusadasdirectamenteenladeterminacióndeG.Conexionesparcialmenterestringidas(deltipoPR)enlascualessedispongadecurvasmomento-rotacióndocumentadaspodránserusadas,peroel (EI / L)g decadavigadeberáserajustado para tomar en cuenta la flexibilidad de la conexión. El ASCE Task Committee onEffectiveLength(ASCE,1997)presentaunadetalladadiscusióndelaestabilidaddemarcosconconexionesdeltipoPR.
Análisis Elástico de Primer Orden Amplificado (Sección C2.1b).Enestaaplicacióndelfactordelongitudefectiva,K se usa para la determinación de la carga crítica de pandeo elástico,Pe1, para un miembro o ∑ Pe2 para el entrepiso de un edificio. Estas cargas críticas de pandeo elástico son así usadas para el cálculo de los factores de amplificación B1yB2correspondientes.
B1seusaparaestimarlosefectos P-δdemarcossindesplazamientodepiso,Mntenmiembrosaxialmentecargados.K1 es calculado en el plano de flexión de acuerdo con la hipótesis de nudos sin traslación en los extremos del miembro y es normalmente fija-do en 1.0, a menos que un valor menor pueda ser justificado mediante un análisis. Hay tambiénefectos P-δenlosmarcoscondesplazamientodepiso,Mlt,talcomoseexplicóanteriormenteenladiscusióndelaecuaciónC2-6b.
B2esusadoparaladeterminacióndelefectoP - ∆ de los diferentes componentes de marcosdemomento,arriostradosy/osistemasdemarcoscombinados(mixtos).Elfac-torK2 se calcula en el plano de flexión mediante un análisis de inestabilidad de la estruc-
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turacondesplazamientolateral.K2puededeterminarsedeunnomogramacondespla-zamientolateralpermitido,FiguraC-C2.4,sincorrecciónporpandeodeentrepisocomose discute más adelante. ∑ Pe2delsistemadecolumnasresistentesacargalateralconK2calculadodeestamaneraesunestimadorbastanteprecisodelaresistenciaapandeoelásticacondesplazamientodepisospermitido.Lacontribuciónalaresistenciaapan-deodelentrepisodelascolumnasestáticasescero,enconsecuencia,dichascolumnasnosonincluidasenlasumatoriaenlaecuaciónC2-6a.Sinembargolacargaverticaltotal,incluyendotodaslascolumnasdelpiso,esusadaparaα∑ Pe2enlaecuaciónC2-3.
Puesto que el análisis elástico de primer orden amplificado implica el cálculo de cargas críticas de pandeo elásticas como una medida de la rigidez del marco y columnas, sólo losfactores Kelásticossonapropiadosparaesteuso.
Resistencia a Pandeo por Flexión de Columna (Capítulo E).Enestaaplicacióndelosfactoresdelongitudefectiva,Kseusaparadeterminarlaresistenciadelacolumnaapandeopor flexión, Pn,lacualpuedeestarbasadaenunanálisisdepandeoelásticooinelástico.
Latensióndepandeoelásticodecolumna,Fe,olacorrespondientefuerzaaxialenlaco-lumnaenelmomentodeocurrirelpandeoelásticodelentrepisocondesplazamientola-teralpermitido,Pe,puedeserusadadirectamenteenelcálculodelaresistenciaapandeoelástico por flexión de la columna, Pn.Estoocurreporquelasecuacionesderesistenciade columna del Capítulo E (Ecuaciones E3-2 y E3-3) están expresadas en función de la relaciónFe/Fy.Dehecho,latensiónaxialdecolumnaenelinstantedeocurrirelpandeo,Fe,esdeterminadadecualquiermodeloapropiadodepandeo,estevalordeFeestodoloquesenecesitaparaelcálculodePn.
La tensióndepandeoelásticodecolumna,Fe, esdadapor laecuaciónE3-4,que semuestra a continuación:
(C-C2-3)
Estaecuaciónusaelfactordelongitudefectiva,K,determinadamedianteunanálisisdepandeo de un marco arriostrado o de un marco rígido. Fe puedeserdeterminadatambiéndirectamentemedianteunaanálisisenelcuallacargadepandeodelacolumnaesPe y
(C-C2-4)
Otras metodologías para la determinación del factor de longitud efectiva y la carga críti-ca de pandeo usan relaciones simplificadas disponibles en la literatura. Algunas de estas serándiscutidasmásadelanteenestasección.
Marcos Arriostrados:SiseusaK <1paraelcálculodePnenmarcosarriostradosde-benserconsideradaslademandaadicionaldeestabilidaddelosarriostramientosylainfluencia de los momentos de primer orden en las vigas que restringen las columnas. Esta Especificación no está orientada a las demandas adicionales en las arriostramientos cuandoseusaK <1.Generalmente,unanálisiselásticodesegundoordenrigurosoesnecesarioparaelcálculodelosmomentosdesegundoordenenlasvigasquerestringen
2
2eEF
KLr
π=
ee
g
PFA
=
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columnasdiseñadasconK<1.Enconsecuencia,eldiseñousandoK=1esrecomenda-do, excepto en aquellas situaciones especiales en las cuales se justifica el uso de cálculos adicionales.
Marcos Rígidos: Es importante reconocer que la inestabilidad de marcos rígidos sin restricciónlateralesunefectodelentrepisoqueinvolucralasumadelasresistenciasaldesplazamientolateraldecadacolumnadelentrepisoylasumafactorizadadelascargasgravitacionalesdeeseentrepiso.Noocurrequeunacolumnaaisladapuedapandearcondesplazamientolateralsinquetodaslascolumnasdeeseentrepisotambiénpandeen.Sicada columna en un entrepiso de un marco rígido es diseñada para soportar su propio PymomentoP-∆,demaneraquelacontribucióndecadacolumnaalarigidezlateral,oalacargadepandeodelpiso,esproporcionalalacargaaxialsoportadaporlacolum-na,entoncestodaslascolumnaspandearánsimultáneamente.Bajoestacondiciónnoseproduceinteracciónentrelascolumnasdelentrepiso;lainestabilidaddelacolumnacondesplazamientolateralylainestabilidaddelmarcoocurrensimultáneamente.Sinembar-go muchos sistemas comunes de marco rígido pueden ser utilizados para redistribuir los eféctos P-∆alascolumnasdelpisoenproporciónasusrigidecesindividuales.Lare-distribuciónpuedeseralcanzadaconcomponentescomodiafragmasdepisooenrejadoshorizontales. En un marco rígido que contiene columnas que contribuyen poco o nada alarigidezaldesplazamientolateraldelentrepiso, talescolumnasserándenominadascolumnascolgadasoestáticasysediseñaránusandoK=1.0. LasotrascolumnasdeeseentrepisodebenserdiseñadasparasoportarlosmomentosdesestabilizantesP-∆,productodelascargasaxialesdeestascolumnascolgadas.Deigualformalascolumnasquerecibenmáscargaenunentrepiso,redistribuiránsusmomentosP-∆,alascolum-nasmenoscargadas.EstefenómenodebeserconsideradoenladeterminacióndeKyFepara todas las columnas en el entrepiso en el diseño de los marcos rígidos. El factor K apropiadoparaelcálculodePn en marcos rígidos que considera estos efectos se deno-mina por el símbolo K2.
Sereconocendosmétodosparaevaluarlaestabilidaddelentrepisodelmarco,medidospor ∑ Pe2 para un entrepiso dado: el Método de la Rigidez de Entrepiso (Le Messurier, 1976;LeMessurier,1977)yelMétododelaCargadePandeodePiso(Yura,1971).Estosmétodos se reflejan en el Capítulo C, en las ecuaciones C2-6b y C2-6c, respectivamente.
Paraelmétododelarigidezdeentrepiso,K2 se define por la ecuación:
KP
R P
EI
L HLr
L r
H2
2
2
2
0 85 0 15=
+( )
≥∑
∑. .
π π∆ EEI
L HLH
2 1 7
∆.
(C-C2-5)
EstevalordeK2puedeserusadoenlaecuaciónC-C2-3odirectamenteenlasecuacionesdel Capítulo E. Es posible que ciertas columnas, que tengan sólo una pequeña contribu-ciónalaresistenciaacargalateraldelmarcocomountodo,tenganunfactorK2menorque 1.0 basado en el término de la izquierda de la desigualdad. El límite al lado derecho es un valor mínimo de K2queconsideralainteracciónentrepandeocondesplazamientopermitidoypandeocondesplazamientorestringido(ASCETaskCommitteeonEffectiveLength,1997;WhiteyHajjar,1997a).EltérminoHcorrespondealesfuerzodecorteenlacolumnaconsiderada,producidoporlasfuerzaslateralesusadasparacalcular∆H.EsimportantenotarqueestaecuaciónparaK2noesapropiadaparaserusadaenlaecua-
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ción C2-6a para determinar ∑ Pe2yB2enlaSecciónC2.1b.SuderivacióncorrespondesóloaladeterminacióndePn definida en el Capítulo E.
Alternativamente, la ecuación C-C2-5 puede ser reformulada para obtener la carga críti-ca de pandeo de la columna para su uso en la ecuación C-C2-4 como:
P
HL P
PR HL
eH
r
rL H2
0 85 0 15 1 7=
+( ) ≤∑
∑∆∆. . . (C-C2-6)
rL
r
P columnas colgadasR
P todas las columnas= ∑∑
(C-C2-7)
∑ Pr enlasecuacionesC-C2-5yC-C2-6incluyetodaslascolumnasdelentrepiso,inclusolascolumnasestáticas,yPr se refiere a la columna bajo consideración. La carga crítica de lacolumna,Pe2,calculadadelaecuaciónC-C2-6puedesermayorque2EI/L2,peronopuede ser mayor que el límite mostrado al lado derecho de esta ecuación. RLeslarelaciónentrelacargaverticaldetodaslascolumnasestáticasdelentrepisoalacargaverticaldetodaslascolumnasdelentrepiso.Estefactorseacercaa1.0ensistemasestructuralesqueposeenunagrancantidaddecolumnasestáticas.ElpropósitodeRLesconsiderarlain-fluencia debilitante del efecto P-δenlarigidezlateraldelascolumnasdeunentrepiso.
Esprecisonotarque∑ Pe2dadoporlaecuaciónC2-6benelmétododelarigidezdeentrepiso es expresado en términosdeunaderivao razóndedesplazamiento relativo– altura de entrepiso ∆H/L del edificio que se obtiene de un análisis de primer orden del edificio sometido a cargas laterales. En el caso de un diseño preliminar, esto puede ser tomado en términos de un valor límite máximo para esta deriva. Esta metodología centralaatencióndelingenieroenelrequisitofundamentaldeestabilidaddeunmarcode edificio, cual es proveer adecuada rigidez global de piso referida a la carga vertical totalα∑ Pr ,soportadaporelentrepiso.Larigidezelásticadeentrepisoexpresadaentérminosdeladerivaylacargatotalhorizontalqueactúaenelpiso,quedaexpresadapor∑ H / (∆H /L).Método de Pandeo del Piso.Paraestemétodo,elfactorK2 se define por:
( )
2 2
2 22
22
58
rn
r
n
PEI LK KEIP
K L
ππ
= ≥
∑∑
(C-C2-8)
dondeKn2 se define como el valor de Kdeterminadodirectamentedelosnomogramasde la figura C-C2.4. Nuevamente, el valor de K2 calculado de la ecuación anteriorpuede resultar menor que 1.0. El límite del término de la derecha de esta ecuación es un valor mínimo de K2queconsideralainteracciónentrepandeocondesplazamientolateralpermitidoypandeocondesplazamientolateralrestringido(CommitteeonEffec-tiveLength,1997;WhiteyHajjar,1997a;Geschwindner,1992;AISC-SSRC,2003).NuevamenteesimportantedestacarqueestaecuaciónparaK2noesapropiadaparaserusadaenlaecuaciónC2-6aparaladeterminaciónde∑ Pe2yB2enlaSecciónC2.1b.
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Ellahasidoderivadasoloparaladeterminaciónde Pn definido en el Capítulo E.
Alternativamente,laecuaciónC-C2-8puedeserreformuladaparaobtenerlacargadepandeo de columna para ser usada en la ecuación C-C2-4 como:
(C-C2-9)
Lacargadecolumna,Pe2,calculadadelaecuaciónC-C2-9,puedesermayorque2EI /L2 pero no puede ser mayor que el límite del lado derecho de esta ecuación. ∑ PrenlasecuacionesC-C2-8yC-C2-9incluyetodaslascolumnadelentrepiso,incluidacualquiercolumnaestática,yPr se refiere a la columna bajo consideración. Kn2enlasecuacio-nesC-C2-8yC-C2-9anteriores,sedeterminaapartirdelosnomogramasdelaFiguraC-C2.4.DebenotarsequeelvalordePn,calculadousandoK2,porcualquieradelosmétodosnopuedesermayorqueelvalordePnbasadoenelpandeocondesplazamientolateralrestringido.OtrosmétodosparaelcálculodeK2fueronpresentadosenedicio-nespreviasdeestecomentarioysondiscutidosendiferentesdocumentos(ASCETaskCommittee on Effective Length, 1997;White y Hajjar, 1997a; Geschwindner, 2002;AISC-SSRC,2003).
OtrafórmulasimpleparaK2(LeMessurier,1995),basadasóloenlosmomentosenlosextremos de la columna se muestra en la siguiente ecuación:
( )42 1 251 1 16
r
r
P columnas estáticasK M M
P columnas no estáticas = + − + −
∑∑
(C-C2-10)M1eselmenormomentoenelextremodelacolumnayM2eselmayormomentoextre-modelacolumna.Estosmomentossedeterminanmedianteunanálisisdeprimerordendelmarcosometidoacargasdeviento.Lainelasticidaddelacolumnaesconsideradaenalderivacióndelaecuación.ElerrordelladoinseguroquesepuedecometerenladeterminaciónPn,usandolaecuaciónanterioresinferioral3%,mientrasseasatisfechala siguiente desigualdad:
(C-C2-11)
Al igual que con las otras metodologías para determinar K2enestasección,estaecua-ciónparaK2noesadecuadaparaserusadaenlaecuaciónC2-6aparadeterminar∑ Pe2yB2enlaSecciónC2.1b.
Ajustes en K2 debido a Inelasticidad de la Columna y Determinación de Pn.Paraelcálculode laResistenciade laColumna,Pn ,puedenhacerseajustesenel factorK2de longitud efectiva, o en la tensión crítica de la columna, Fe,basadosenunanálisisdepandeoinelásticodelmarcoyenlainelasticidadinherenteenlacolumnasometidaa la combinacióndecargaquecontrola eldiseño (Yura,1971;ASCETaskCommit-teeonEffectiveLength,1997).Lascolumnascargadasenelrangodecomportamientoinelásticopuedenserconsideradasconunmódulotangente,ET,menorqueE.ParatalescolumnasEc=ETenlaecuaciónparaG,loqueusualmentedamenoresvaloresdeG,enconsecuencia,menoresvaloresde los factoresKqueaquellosbasadosenelcom-portamientoelástico.DebetenersepresentequeelcálculodePnbasadoencomporta-mientoelástico,dacomoresultadofactoresK,usualmenteconservadores.Sisedesean
PP
P
EI
K L
EI
K Le
r
r n n
2
2
2
2
2
2
21 6=
( )≤
( )∑ ∑ π π.
0,45y r
H r
P columnas no estaticas P todas las columnasHL P columnas no estaticas
− − −≤ ∆ − −
∑ ∑∑ ∑
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solucionesmásprecisassepuedendeterminarfactoresK,suponiendocomportamientosinelásticos, determinadosmediantenomogramas, usandoτa vecesEc en lugarde EcenlaecuaciónparaG,dondeτa=ET/Eeselfactordereduccióndelarigidezdebidoalcomportamientoinelásticodelacolumna.Dependiendodecómoseacalculado,τa puede considerar tanto la pérdida de rigidez de la columna debido a imperfeccionesgeométricascomoladifusióndelaplasticidaddebidoalastensionesresidualescuandoexisten cargas de compresión elevadas:
(a) ParaPn/Py ≤ 0.39 (elástico) : τa=1.0
(b) ParaPn/Py ≥ 0.39 (inelástico): (C-C2-12)
τa =-2.724(Pn/Py )ln(Pn/Py)
dondePy es la carga de fluencia de una columna corta, Fy Ag,y Pncorrespondenalaresistencianominaldelacolumnacorta.DebenotarsequeladeterminacióndeτaesgeneralmenteunprocesoiterativoporquePn (funcióndePe)esdependientedeτa .Unasimplificación conservadora que elimina este proceso iterativo consiste en usar αPr/φcenlugardePn.
LainelasticidaddelacolumnapuedeserconsideradaenladeterminacióndeK2(Ecua-cionesC-C2-5yC-C2-8)oladeterminacióndePe2(EcuacionesC-C2-6yC-C2-9)enelcasodelmétododerigidezdeentrepisoyenelmétododepandeodeentrepiso.Enelmétododerigidezdeentrepiso,τa IcpuedesersustituidoporIcparatodaslascolumnaselmarcosometidoaanálisisparadeterminar∆H.Además,τa IcpuedeserutilizadoenlugardeIenlaEcuaciónC-C2-5.Enelmétododepandeodepiso,τaesusadoparadeterminarKn2delnomogramaenlasEcuacionesC-C2-8yC-C2-9ytambiénenlasmismasecuacionesreemplazando Icporτa Ic.
Silacargadepandeoelásticodelacolumna(Pe2delasecuacionesC-C2-6yC-C2-9anteriores, modificadas por inelasticidad como se describe en el párrafo anterior) es usa-daparadeterminarFe de la Ecuación C-C2-4 del Capítulo E (Ecuaciones E3-2 y E3-3), entoncessuvalordebeserdivididoporτa como se muestra a continuación:
2 ( )ee
a g
P inelásticoFAτ
= (C-C2-13)
Eltérminoenelnumeradordelaecuaciónanteriorindicalacargaenlacolumnaenelpandeoelásticoincipiente(ASCETaskCommitteeonEffectiveLength,1997).Alter-nativamentesisedeterminainelásticamenteunK2,usandoτacomosedescribeenelpárrafoanterior,estefactorKpuedesersustituidodirectamenteenlaEcuaciónC-C2-3paraelcálculodeFe.
Algunas Conclusiones Respecto de K.Es importantenotar que el diseñode colum-nasusandofactoresK puede ser tedioso y confuso para estructuras complejas de edifi-ciosquepresentancolumnasestáticasy/osistemasdemarcosmixtos,particularmentecuandoseconsideralainelasticidaddelacolumna.EstaconfusiónpuedeserevitadamediantelaaplicacióndelMétododeAnálisisDirectodelAnexo7,dondePnestásiem-precalculadoconK=1.0.Tambiénelanálisis-diseñoelásticodeprimerordendelaSecciónC2.2bestábasadoenelMétododeAnálisisDirecto,yconsecuentementeusa
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K=1.0enladeterminacióndePn.Además,bajociertascircunstancias,cuandoB2essuficientemente pequeño, un factor Kde1.0puedesersupuestoeneldiseñomedianteanálisis de segundo orden tal como se especifica en la Sección C2.2a (4). Para marcos quesatisfacenestacláusula,noesapropiadousarK=1.0enelcálculodeB2cuandoseusanlasEcuacionesC2-6ayC2-3.ElusodelaEcuaciónC2-6bserecomiendaparaelcálculodeB2enestecontexto.
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Las disposiciones del Capítulo D no toman en cuenta las excentricidades entre las líneas de accióndelosmiembrosconectados.
D1. LÍMITES DE ESBELTEZ
El límite superior recomendado en la Nota para la esbeltez está basado en el juicio profesionaly consideracioneseconómicasprácticas, facilidaddemanejoy seguridadrequeridosdemanerataldeminimizardañosinadvertidosdurantelafabricación,trans-porte y montaje. Este límite de esbeltez no es esencial en la integridad estructural de miembrosen tracción;solamenteaseguraungradode rigidez talquepermite limitarmovimientoslateralesindeseables(impactosovibraciones).Cuandolosmiembrosentracción presentan excentricidad o curvatura dentro de límites tolerables, su resistencia entracciónnoresultaafectada.Latracción,adiferenciadelacompresión,tiendearedu-cirlaexcentricidady/ocurvatura.
Enelcasodeángulossimples,elradiodegiroentornoalejezproduceunaesbeltezmáxima( l / rmáximo),exceptoparacondicionesdeapoyopocousuales.
D2. RESISTENCIA EN TRACCIÓN
Debidoalendurecimientopordeformación,unabarradeacerodúctilentracciónaxialpuederesistirsinfracturaunafuerzamayorquelaproducidaporsuáreabrutaylaten-sión de fluencia mínima especificada. Sin embargo, una elongación excesiva de miem-bros en tracción debido a la fluencia no controlada del área bruta no sólo marca el límite deutilidadsinoquepuedeprecipitaraunafalladelsistemaestructuraldelqueformaparte.Porotrolado,dependiendodelareduccióndeáreayotraspropiedadesmecánicasdelacero,elmiembropuedefallarporfracturaeneláreanetaaunacargamenorquelarequerida por la fluencia del área bruta. De aquí que, tanto la fluencia general en el área bruta como la fractura en el área neta constituyen, ambas, estados límite.
Lalongituddelmiembroeneláreanetaesgeneralmentedespreciableenrelaciónalalongitudtotaldelmiembro.Elendurecimientopordeformaciónsealcanzafácilmenteenla vecindad de las perforaciones y la fluencia en el área neta de perforaciones de sujeta-dores no constituye un estado límite de significancia práctica.
Con excepción de los perfiles tubulares sujetos a cargas cíclicas reversibles, no existe información que los factores que controlan la resistencia de perfiles tubulares en tracción difieran de aquellos que controlan otros perfiles estructurales, por lo cual se aplican las disposicionesdelaSecciónD2.Debidoallimitadonúmerodetiposdeconexionesqueson prácticos para perfiles tubulares, la determinación del área neta efectiva Aepuedesersimplificada usando las disposiciones del Capítulo K.
CAPÍTULO D
DISEÑO DE MIEMBROS EN TRACCIÓN
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D3. DETERMINACIÓN DE ÁREAS
1. Área Bruta
Para perfiles tubulares, las tolerancias de la Norma ASTM A500 permiten un espesor de pared que no difiera ±10% respecto del espesor nominal. El área bruta para perfiles tubularesenaceroASTMA500debesercalculadousandoun93%delespesordeparednominal.Estareducciónse incluyeen laspropiedades tabuladasparaestasseccionesqueestánincluidasenelAISCManualofSteelConstruction(AISC,2005a).
2. Área Neta
El área neta crítica está basada en el ancho neto y la transferencia de carga en una cadena particulardeagujeros.Debidoalposibledañoalrededordelasperforacionesdurantelasoperacionesdetaladradoopunzonamiento,1.5mmsonsumadosaldiámetronominalde perforación cuando se calcula el área neta crítica.
3. Área Neta Efectiva
LaSecciónD3.3trataelefectodecortediferido,aplicabletantoparamiembrossoldadoso apernados en tracción. El coeficiente de reducción UesaplicadoaláreanetaAndemiembrosapernadosyaláreabrutaAgdemiembrossoldados.Enlamedidaquelalon-gituddeconexiónlseincremente,elefectodelcortediferidodisminuye.Esteconceptoes expresado empíricamente por la ecuación para U.Laresistenciaestimadautilizandoestaexpresiónparacalculareláreaefectivahasidocorrelacionadaconlosresultadosdeensayos de unos 1000 especímenes de conexiones con pernos y remaches. Salvo algunas excepciones,laexpresiónpresentaunabuenacorrelaciónconlosresultadosobservadosenlosensayos.Labandadedispersiónesde±10%(MunseyChesson,1963).Inves-tigaciones mas recientes han provisto de mayor justificación para estas disposiciones (EasterlingyGonzales,1993).
Para un perfil y configuración de miembros conectados cualquiera, x esladistanciaperpendiculardesdeelplanodeconexión,ocaradelmiembro,hastaelcentroidedelaseccióndelmiembroqueresistelafuerzadeconexión,talcomosemuestraenlaFiguraC-D3.1.Lalongitudl es una función del número de filas de sujetadores o la longitud de lasoldadura.Lalongitudl se define como la distancia paralela a la línea de fuerza, entre la primera y la última fila de sujetadores en una línea para conexiones apernadas. Para determinarelvalordel , se usa la línea con el máximo número de pernos en la conexión. Para pernos alternados, se utiliza la dimensión entre líneas extremas de pernos l,comosemuestraenlaFiguraC-D3.2.No hay suficientes datos para establecer un valor de U si todas las líneas tienen sólo un perno,peroprobablementeesconservadorusarAeigualaláreanetadelelementoco-nectado. Los estados límite de bloque de corte (Sección J4.3) y aplastamiento (Sección J3.10), que deben ser verificados, probablemente controlarán el diseño.
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Tratar como perfil WT
(a)
(c)
(c)
Tratar la mitad del ala y la porción como un ángulo
Usar distancia extrema para determinar l
l
Figura C-D3.1. Determinación de x para U .
Figura C-D3.2. Determinación de l para U de conexiones apernadas con perforaciones alternadas.
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COMENTARIOS 16-323
PAR
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La excentricidad puede resultar significativa para una conexión si es menor que 0.6. Para valoresU menoresque0.6laconexiónpuedeserusadasolamentesilasdisposicionespara miembros sujetos a combinación de fuerzas de flexión y carga axial son satisfechas eneldiseñodelmiembro.
Paraconexionessoldadas, l es la longitud de la soldadura paralela a la línea de fuerza comolomuestralaFiguraC-D3.3parasoldaduraslongitudinalesylongitudinalesmástransversales.
Figura C-D3.3. Determinación de l para U para conexiones con soldadura longitudinal y transversal.
Para conexiones en los extremos de perfiles tubulares solicitadas a tracción, hechas co-múnmente mediante soldadura alrededor del perímetro del perfil tubular, no existe corte diferidooreduccióneneláreabruta.Alternativamente,unaconexiónextremaconplacagussetpuedeserutilizada.Placasgussetsimplespuedensersoldadasenranuraslongitu-dinalesqueestánlocalizadasenelejecentraldelasección.Lasoldaduraalrededordelextremodelaplacagussetpuedeseromitidaparaconexionescargadasestáticamentedemaneradeprevenirposiblescortesenelgussetytenerquerepararconsoldaduraelextremodelaranura.Entalescasos,eláreanetaenelextremodelaranuraeseláreacrítica como se ilustra en la Figura C-D3.4. Alternativamente, un par de placas gusset puedensersoldadasalosladosopuestosdeseccionesrectangularesHSSconsoldaduradebiselacanaladasinreduccióneneláreabruta.
Figura C-D3.4. Área neta a través de ranura para placa gusset simple.
T
Sección neta
l l
T
Sección neta
l l
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16-324 COMENTARIOS
Para conexiones en los extremos con placas gusset, pueden simplificarse las disposi-cionesgeneralesparaelcortediferidoenelCaso2deTablaD3.1ylaexcentricidaddeconexión x puede ser definida explícitamente como en los Casos 5 y 6. En estos casos está implícito que la longitud de soldadura, l , no debe ser menor que la altura del perfil tubu-lar.EstoesconsistenteconlosrequisitosdelongituddesoldaduradelCaso4.EnelCaso5,elusodeU=1cuando l ≥ 1.3Destábasadoentrabajosdeinvestigación(ChengyKulak,2000)quemuestranquelafracturaocurresolamenteenconexionescortasyenelcaso de conexiones largas, los miembros con perfil tubular circular en tracción sufren de estricción dentro de su longitud y fallan por fluencia del miembro y eventual fractura.
LosfactoresdecortediferidodadosenlosCasos7y8enlaTablaD3.1selocalizanenelComentario de la Especificación LRFD 1999 (AISC, 2000b) y ahora se entregan como valoresalternativosalosdeterminadospor1-x/ldadosparaelCaso2enlaTablaD3.1.Sepermiteusarelvalormásgrandedelosdos.
D4. MIEMBROS ARMADOS
Aunque comúnmente no son usados, esta Especificación permite las configuraciones de miembrosarmadosutilizandoenlaces,placasdeasientoyplacasdecubiertaperforadas.Lalongitudyespesordelasplacasdeasientoestánlimitadasporladistanciaentrelaslíneas de elementos de conexión, h,loscualespuedensertantopernoscomosoldadu-ras.
D5. MIEMBROS CONECTADOS POR PASADORES
Losmiembrosconectadosporpasadoressonusadosocasionalmentepormiembrosentracciónparacargaspermanentesmuygrandes.Losmiembrosconectadosporpasadoresno son recomendados cuando existe variación suficiente en las sobrecargas como para causarquelospasadoressesalgandesusperforaciones.DebencumplirselosrequisitosdimensionalespresentadosenlaSecciónD5.2paraproveerunfuncionamientoapropia-dodelpasador.
1. Resistencia en Tracción
Laresistenciaentraccióndelosmiembrosconectadosporpasadoresusanlosmismosvaloresdelosfactoresφ y Ω especificados para estados límite similares. Sin embargo, las definiciones de área neta efectiva para tracción y corte son diferentes, como se mues-traenlaFiguraC-D5.1.
2. Requisitos Dimensionales
EnlaFiguraC-D5.1seilustranlosrequisitosdimensionalesparamiembrosconectadosporpasadores.
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COMENTARIOS 16-325
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RequisitosDimensionales 1.a ≥ 4/3 beff 2.w ≥ 2beff+d 3. c ≥ adonde beff = 2t + 16mm≤ b
Figura C-D5.1. Requisitos dimensionales para miembros conectados por pasadores.
D6. BIELAS
Lasbielasforjadasgeneralmentehansidoreemplazadasporplacasconectadasporpa-sadoresobielasformadasporplanchascortadastérmicamente.Lasdisposicionesparael dimensionamiento de las bielas contenidas en esta Especificación están basadas en normasquehanevolucionadodeunalargaexperienciaconbielasforjadas.Medianteextensivosensayosdestructivossehademostradoque lasbielasproveendiseñosba-lanceadoscuandosoncortadastérmicamenteenvezdeforjadas.Lasreglasmáscon-servadorasparalosmiembrosconectadosporpasadoresenseccionesnouniformesyparamiembrosquenoposeencabezascircularesalargadasestán tambiénbasadasenresultadosdetrabajosexperimentales(Johnston,1939).
Las bielas fabricadas con aceros que tienen una tensión de fluencia mayor que 4 950 kgf/cm2(485MPa),debenfabricarseconbajaesbeltez,demaneradeeliminarcualquierposibilidad de pandeo fuera de su plano (“dishing”) al estar sometidas a elevadas ten-sionesdediseño.
1. Resistencia en Tracción
Laresistenciadetraccióndelasbielassedeterminaigualqueenelcasodemiembrosentracción,exceptoque,parapropósitosdecálculo,elanchodelcuerpodelabielaestálimitadoaochovecessuespesor.
W
b
c a
a+d
/2
d
Aprox. asf
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16-326 COMENTARIOS
2. Requisitos Dimensionales
EnlaFiguraC-D6.1seilustranalgunosrequisitosdimensionalesparabielas.
RequisitosDimensionales
t ≥ 13mm(VerexcepciónenD6.2) w ≤ 8t d ≥ 7/8 w dh ≤ d +1mm R ≥dh+2b 2/3 w ≤ b ≤ 3/4 w (Límite superior sólo para propósitos de cálculo)
Figura C-D6.1. Requisitos dimensionales para bielas.
dh b
b
2b+dh
W
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CAPÍTULO E
DISEÑO DE MIEMBROS EN COMPRESIÓN
E1. DISPOSICIONES GENERALES
LasecuacionesbásicasdecolumnasdelaSecciónE3estánbasadasenunaconversiónrazonabledelosresultadosdeinvestigaciónsobrelasecuacionesderesistencia(Tide,1985;Tide,2001).Estasecuacionessonesencialmentelasmismasquelasdelastresediciones previas de la Especificación LRFD (ver el Comentario E3). La única gran di-ferencia entre las Especificaciones LRFD previas y esta Especificación es que el factor deresistenciaφhasidoincrementadode0.85a0.90.Lasrazonesparaesteincrementosonloscambiosenlaprácticaindustrialyaquelacalibraciónoriginalfuedesarrolladaenladécadade1970.
Enlainvestigaciónoriginaldelaresistenciadecolumnasdeacerobasadaenprobabi-lidades (Bjorhovde,1972;Bjorhovde,1978)se recomiendan trescurvasdecolumna.Estassontrescurvaspromediosdebandasdedatosdecolumnasdesimilarmanufactura.Por ejemplo, columnas tubulares formadas en caliente y en frío caen en la banda de datos de mayor resistencia [Categoría P1 de Columna SSRC en Galambos (1998), Capítulo 3],mientrasque lascolumnasdealaanchasoldadashechasdeplacas laminadasporsiderúrgicasuniversalessonincluidasenlabandadedatosdemenorresistencia(Cate-goría P3 de Columna SSRC). El grupo de datos más grande se concentra alrededor de la Categoría P2 de Columna SSRC. Si la Especificación LRFD original hubiera optado por usar las tres curvas de columna para la respectiva categoría de columna, el análisis probabilístico hubiera dado como resultado un factor de resistencia igual a φ = 0.90(Galambos,1983;Galambos,1998).Sedecidió,entodocaso,emplearunasolacurvadecolumna, Categoría P2 de Columna SSRC, para todos los tipos de columna. Esto resultó en una mayor dispersión de datos, y por lo tanto, en un mayor coeficiente de variación, demaneratalqueelfactorderesistenciaφ = 0.85fueadoptadoparalasecuacionesdecolumnaparaalcanzarunaseguridadcomparablealadelasvigas.
Lacurvasimpledecolumnayelfactorderesistenciade0.85fueronseleccionadosporel Comité AISC en la Especificación de 1981 cuando fue desarrollado el primer borrador de la Especificación LRFD (AISC, 1986). Desde entonces ha habido una serie de cam-bios en la práctica industrial: (1) los perfiles soldados ya no son manufacturados con pla-cas de laminadoras universales; y (2) la resistencia de fluencia del acero ha aumentado con las normas de acero de construcción (ASTM 992) teniendo una tensión de fluencia nominalde3520kgf/cm2 (345 MPa). La dispersión en la tensión de fluencia, en otras palabras, su coeficiente de variación, ha sido reducido (Bartlett et al., 2003).
UnexamendelaTabladeSeleccióndeCurvasdeColumnaSSRC[Figura3.27enGa-lambos (1998)] revela que ya no existe una Categoría P3 de Curva de Columna SSRC. Ahora es posible usar conservadoramente sólo los datos estadísticos de la Categoría P2 de Columna SSRC para la determinación probabilística de la seguridad de columnas. Las curvas en Figuras C-E1.1 y C-E1.2 muestran que la variación del índice de confiabi-lidadßconunarazóndesobrecargaacargapermanente L/Denelrangode1a5para
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16-328 COMENTARIOS
LRFDconφ = 0.90 y ASD con Ω = 1.67 , respectivamente, para Fy=3.520kgf/cm2(345 MPa). El índice de confiabilidad no cae más bajo que β=2.6.Estoescomparablea la confiabilidad de vigas. El método ASD entrega una mayor seguridad en el rango de valoresbajoL / D queelmétodoLRFD.
Figura C-E1.1. Confiabilidad de columnas (LRFD).
Figura C-E1.2. Confiabilidad de columnas (ASD).
E2. LÍMITES DE ESBELTEZ Y LONGITUD EFECTIVA
El concepto de límite de esbeltez máximo ha sufrido de un cambio evolutivo desde la restricción “…la razón de esbeltez, KL /r,demiembrosencompresiónnodebeexceder200…” en la Especificación 1978 a eliminar totalmente esta restricción en la presen-te Especificación. Las Especificaciones ASD 1978 y LRFD 1999 (AISC, 1978; AISC, 2000b) proveen una transición desde la rígida restricción a ninguna restricción por me-
Razón Carga Viva - Carga Muerta, L/D
Razón Carga Viva - Carga Muerta, L/D
Índi
ce d
e co
nfia
bilid
ad, β
Índi
ce d
e co
nfia
bilid
ad, β
L/r = 38L/r = 68L/r = 98L/r = 145
L/r = 38L/r = 68L/r = 98L/r = 145
1
1
2
2
3
3
4
4
5 60
1 2 3 4 5 60
0
1
2
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0
Razón Carga Viva - Carga Muerta, L/D
Razón Carga Viva - Carga Muerta, L/D
Índi
ce d
e co
nfia
bilid
ad, β
Índi
ce d
e co
nfia
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ad, β
L/r = 38L/r = 68L/r = 98L/r = 145
L/r = 38L/r = 68L/r = 98L/r = 145
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1 2 3 4 5 60
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COMENTARIOS 16-329
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dio de una provisión flexible que dice “…la razón de esbeltez, KL/r,preferiblementenodebería exceder 200…” Esta última actualmente no es restricción alguna, de manera tal que la presente Especificación ha dispuesto utilizar esta provisión de todas formas. En todocaso,elingenierodebetomarencuentaquecolumnasconrazóndeesbeltezdemásde 200 tendrán una tensión crítica (Ecuación E3-4) menor que 445 kgf/cm2(43.5MPa).El tradicional límite superior de 200 estaba basado en el juicio profesional y la práctica de la economía en construcción, facilidad de manejo y cuidado requerido para minimi-zardañoinadvertidodurantelafabricación,eltransporteyelmontaje.Noserecomiendaexceder este límite para miembros en compresión excepto para aquellos casos donde el fabricanteyelconstructortienenuncuidadoespecialdurantelaejecución.
E3. PANDEO POR FLEXIÓN DE MIEMBROS SIN ELEMENTOS ESBELTOS
LaSecciónE3aplicaparamiembrosencompresiónconseccionescompactasynocom-pactas, como se define en la Sección B4.
LasecuacionesderesistenciadecolumnasdelaSecciónE3sonlasmismasqueenlasediciones previas de la Especificación LRFD, con la excepción de un reemplazo cosmé-
ticodelarazóndeesbeltezadimensional por el más familiar .
Para la conveniencia de aquellos que calculan la tensión de pandeo elástico directa-mente,sincalcularprimeroK, los límites en el uso de las Ecuaciones E3-2 y E3-3 se entreganentérminosdeFe.
LasFigurasC-E3.1yC-E3.2muestranlacomparaciónentrecurvasdediseñodecolumnaviejasynuevasparaelcasodeFy =3520kgf/cm2(345MPa).Lascurvasmuestranlavaria-cióndelaresistenciadisponibledecolumnaconlarazóndeesbeltezparaLRFDyASD,res-pectivamente. Las curvas LRFD reflejan el cambio en el factor de resistencia de 0.85 a 0.90 comoseexplicóenelComentario.TantoparaLRFDcomoparaASD,lanuevaecuacióndecolumna entrega un poco más de economía que las previas ediciones de la Especificación.
Figura C-E3.1. Comparación de curvas de columna LRFD.
LRFD 2005LRFD 1999
ASD 2005ASD 1989
50
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50 100 150 2000
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Tens
ión
de d
iseñ
o, φ
Fcr
(Ksi
)Te
nsió
n ad
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ible
, Fcr
/ Ω
(Ksi
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le, F
cr /
Ω (M
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Tens
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o, φ
Fcr
(Mpa
)
Esbeltez, KL/r
Esbeltez, KL/r
λπc
yKL
r
F
E= KL
r
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16-330 COMENTARIOS
Figura C-E3.2. Comparación de curvas de columna ASD.
El límite entre pandeo elástico e inelástico se definecomo KL
r
E
Fy
= 4 71. o
Fe=0.44Fy.Porconveniencia,estos límites están definidos en la Tabla C-E3.1 para los valorescomunesdeFy.
Unodelosparámetrosclaveenlasecuacionesderesistenciadecolumnaseslatensióncrítica elástica, Fe.Entodocaso,Fepuedeserdeterminadoademásporotrosmedios,incluyendo un análisis de pandeo directo del marco, como lo permite el Capítulo C, o desde el análisis de pandeo torsional o flexo-torsional descrito en la Sección E4.
LasecuacionesderesistenciadecolumnasdelaSecciónE3sonecuacionesgenéricasque deben ser usadas para el pandeo de marcos y para el pandeo torsional y flexo-tor-sional (Sección E4); también pueden ser ocupadas con una razón de esbeltez modificada para miembros de ángulo simple (Sección E5); y pueden ser modificadas por el factor Qparacolumnasconelementosesbeltos(SecciónE7).
Tabla C-E3.1. Valores límites de KL/r y Fe
Fy
kgf/cm2 (MPa) Límite Fe
kgf/cm2 (MPa)
2 529 (248) 134 1 111 (109)
3 518 (345) 113 1 550 (152)
4 222 (414) 104 1 856 (182)
4 925 (483) 96 2 162 (212)
LRFD 2005LRFD 1999
ASD 2005ASD 1989
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Tens
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o, φ
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Tens
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o, φ
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(Mpa
)
Esbeltez, KL/r
Esbeltez, KL/r
KLr
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COMENTARIOS 16-331
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E4. RESISTENCIA A COMPRESIÓN POR PANDEO TORSIONAL Y FLEXO-TORSIONAL DE MIEMBROS SIN ELEMENTOS ESBELTOS
La Sección E4 aplica para miembros con simetría simple y asimétricos, y ciertos miem-bros con simetría doble, como columnas cruciformes y armadas, con secciones com-pactas y no compactas, como se define en la Sección B4 para elementos en compresión uniforme.
LasecuacionesdelaSecciónE4paradeterminarlascargasdepandeoelásticotorsionaly flexo-torsional son derivadas en textos de estabilidad estructural [por ejemplo, Timos-henkoyGere(1961);Bleich(1952);Galambos(1968);ChenyAtsuta(1977)].Yaquelas ecuaciones aplican solamente para pandeo elástico, estas deben ser modificadas para pandeo inelástico al usar la tensión crítica torsional y flexo-torsional, Fcr,enlasecua-cionesdecolumnadelaSecciónE3.
Usualmente los modos de fallas por pandeo torsional de perfiles simétricos y el pandeo flexo-torsional de perfiles asimétricos no son consideradas en el diseño de columnas laminadas. Estas generalmente no gobiernan, o la carga crítica difiere muy poco de la carga de pandeo plano del eje débil. Los modos de pandeo torsional y flexo-torsional pueden,entodocaso,controlarlaresistenciadecolumnassimétricasmanufacturadasconelementosplacarelativamentedelgados,columnasasimétricasycolumnassimétri-cas que tienen una longitud no arriostrada en torsión significativamente mayor que la longitud no arriostrada del eje débil en flexión. Las ecuaciones para determinar la ten-sión crítica elástica para dichas columnas se entregan en la Sección E4. La Tabla C-E4.1 sirve como guía para seleccionar las ecuaciones apropiadas.
El método más simple para calcular la resistencia de pandeo para ángulos dobles ymiembros con sección T (Ecuación E4.2) utiliza directamente la resistencia a flexión del ejeydelasecuacionesdecolumnadelaSecciónE3(Galambos,1991).LasseccionesT que cumplen los límites de la Tabla C-E4.2 no necesitan ser verificadas por pandeo flexo-torsional.
LasEcuacionesE4.4yE4.11contienenelfactordelongitudefectivaparapandeotor-sional Kz. Este factor puede tomarse conservadoramente como Kz = 1.0. Para mayorprecisión,Kz=0.5cuandoambosextremosdelacolumnaposeenunaconexiónquerestringeelalabeo,porejemplo,alencerrarelextremoenunalongitudalomenosigualquelaprofundidaddelmiembro.Cuandounodelosextremosestárestringidoalalabeoyelotroextremoestálibreparaalabear,entoncesKz =0.7.En lospuntosdearriostramientodebenproveerse tantoarriostramientos lateralesy/otorsionales,comolosquerequiereelApéndice6.SeaburgyCarter(1997)presentanunrepasodelosfundamentosdesolicitacióntorsionalparamiembrosdeaceroestructural.Tambiénseincluyenejemplosdediseño.
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16-332 COMENTARIOS
E5. ÁNGULO SIMPLE EN COMPRESIÓN
LaSecciónE5consideraeldiseñodeángulossimplessolicitadosporcargadecompre-sión axial introducida a través de un ala conectada. El ala conectada debe estar fijada alaplacagussetoalalaproyectadadeotromiembromediantesoldaduraoconexiónapernadaconporlomenosdospernos.LasexpresionesdeesbeltezequivalenteenestaSección presumen una restricción significativa en torno del eje y, que es perpendicular al del ala conectada. Esto conduce a que el miembro ángulo tienda a flectarse y pandear principal-menteentornoalejex.PorestarazónseutilizaelparámetrodeesbeltezL/rx.Lasrazonesde esbeltez modificada utilizadas toman en cuenta indirectamente la flexión en los án-
Tabla C-E4.2. Proporciones Límite para Secciones T
Perfil Sección TRazón entre ancho
total de ala y la profundidad del perfilRazón entre espesores de ala
y alma
Armada ≥ 0.50 ≥ 1.25
Laminada ≥ 0.50 ≥ 1.20
Tabla C-E4.1. Selección de las Ecuaciones
para Pandeo Torsional y Flexo-TorsionalTipos de Sección
Ecuaciones Aplicables en Sección E4
Ángulo doble y T – Caso (a) en Sección E4
E4-2 y E4-3
Todos los perfiles de doble simetría y Z – Caso (b)(i)
E4-4
Miembros de simetría simple excepto ángulos dobles y secciones T – Caso (b)(ii)
E4-5
Perfiles asimétricos – Caso (b)(iii)
E4-6
x x x x
y
y
y y y
y
y
x x x x
y
y
y y y
y
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x x x x
y
y
y y y
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x x x x
y
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y y y
y
y
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COMENTARIOS 16-333
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gulosdebidoaexcentricidadesdecargayporlarestricciónimpuestaporloscordonesde enrejados en los extremos. Los valores para cajones en enrejados reflejan una mayor restricciónrotacionaldelosextremosquelarestricciónprovistaporenrejadosplanos.
Lasexpresionesdeesbeltezequivalentetambiénpresumenungradoderestricciónrota-cional.LasEcuacionesE5-3yE5-4[Caso(b)]suponenungradomayorderestricciónrotacionalentornoalejexquelasdelasEcuacionesE5-1yE5-2[Caso(a)].LasEcua-cionesE5-3yE5-4sonesencialmenteequivalentesaaquellasempleadasparaángulosdealasigualescomomiembrosdealmaentorresdetransmisiónenrejadasenlaASCE10-97(ASCE,2000).
En los enrejados espaciales, los miembros de alma que se unen por una sola cara típica-menteofrecenrestricciónalatorsióndelcordónenlospuntosdepanely,porlotanto,proveen una significativa restricción en torno al eje x de los ángulos bajo consideración. Existelaposibilidaddequeloscordonesdeunenrejadoplanorestringidosapropiada-mentealatorsiónusenelCaso(b),enotraspalabras,lasEcuacionesE5-3yE5-4.Delamismamanera,losarriostramientosdiagonalesdeángulosimpleenmarcosarriostradospueden considerarse que poseen suficiente restricción en sus extremos como el Caso (a),enotraspalabras,lasEcuacionesE5-1yE5-2puedenserempleadasparasudiseño.Esteprocedimiento,entodocaso,noestápensadoparalaevaluacióndelaresistenciaencompresión de arriostramientos de ángulo simple en configuración x.
ElprocedimientodelaSecciónE5permiteelusodeángulosdealadesigualesconecta-dosporsualamenorpuestoquelaesbeltezequivalenteesaumentadaporunacantidadqueesunafuncióndelarazónentrelas longitudesdelasala largaycorta,yconunlímite superior en L/rz.
CuandolosmiembrosencompresióndeángulosimplenopuedenserevaluadosusandolosprocedimientosdeestaSección,sedebenutilizarlasdisposicionesdelaSecciónH2.AlevaluarPn,debeserconsideradalalongitudefectivadebidaalasrestriccionesenlosextremos.Mediantevaloresdefactoresdelongitudefectivaentornoalosejesgeométri-cos,sepuedenusarlosprocedimientospresentadosenLutz(1992)paracalcularunradiodegiroefectivoparalacolumna.Cuandosedeseaquelosresultadosnoseandemasiadoconservadores,sedebeconsiderartambiénquelasrestriccionesenlosextremosreducenlaexcentricidaddelacargaaxialdelospuntalesformadosporunángulosimpleyconelloelvalordefb utilizado en los términos de flexión de la Ecuación H2-1.
E6. MIEMBROS ARMADOS
LaSecciónE6consideralaresistenciayrequisitosdimensionalesdemiembrosarmadoscompuestos de dos o más perfiles interconectados por pernos o soldaduras de punto.
1. Resistencia a Compresión
ElespaciamientolongitudinaldelosconectoresqueunenloscomponentesdemiembrosarmadosencompresióndebesertalquelarazóndeesbeltezL/r de los perfiles indivi-dualesnodebeexcedertrescuartasveceslarazóndeesbeltezdelmiembrocompleto.Sinembargo,esterequisitonoaseguranecesariamentequelarazóndeesbeltezefectivadelmiembroarmadoseaigualaldeunmiembroarmadoactuandocomounasolauni-
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16-334 COMENTARIOS
dad. La Sección E6.1 entrega las ecuaciones para la razón de esbeltez modificada que estánbasadaseninvestigaciónyquetomanencuentaelefectodedeformaciónporcorteenlosconectores(Zandonini,1985).LaEcuaciónE6-1paraconectoresdeaprietecali-brado intermedios está basada empíricamente en resultados de ensayos. En ambos casos las conexiones extremas deben ser soldadas o apernadas completamente tensionadas(AslaniyGoel,1991).Losconectoresdebenserdiseñadospararesistirlasfuerzasdecortequesedesarrollanenelmiembropandeado.Lastensionesdecortesonaltasenlazonadelamayorpendientedelmiembropandeado(Bleich,1952).Puedesernece-sarioqueelespaciamientoentresujetadoresdebasermenorqueelmáximorequeridopor resistencia, para asegurar un buen ajuste sobre la superficie completa de contacto continuo. Los requisitos especiales para miembros de acero expuestos a condicionesatmosféricasdecorrosiónsondadasporBrockenbrough(1983).
2. Requisitos Dimensionales
LaSecciónE6.2proveelosrequisitosparaeldimensionamientodemiembrosarmadosquenopuedenserdescritosentérminosdecálculodetensionesyquemásbienestánbasadosenjuicioyexperiencia.
E7. MIEMBROS CON ELEMENTOS ESBELTOS
El ingeniero estructural que diseña con placas y perfiles laminados rara vez encontrará una ocasión para utilizar la Sección E7 de la Especificación. Entre los perfiles laminados loscasosencontradosmásfrecuentesquerequierenlaaplicacióndeestaSecciónsoncolumnasquecontienenángulosconalasdelgadasycolumnasdesecciónTqueposeenalmasesbeltas.DebeprestarseatenciónespecialenladeterminacióndeQcuandolascolumnassonhechassoldandooapernandoplacasdelgadas.
Las disposiciones de la Sección E7 consideran las modificaciones que deben realizarse cuandounoomáselementosplacasenlaseccióntransversaldelacolumnasonesbeltos.Unelementoplacaseconsideraesbeltocuandosurazónancho/espesorexcedeelvalorlímite λr definido en la Tabla B4.1. Mientras el elemento placa no sea esbelto, este pue-de soportar completamente la tensión de fluencia sin pandeo local. Cuando la sección contiene elementos esbeltos, el factor de reducción de esbeltez define la razón entre la tensión por pandeo local y la tensión de fluencia, Fy . La tensión de fluencia, Fy,esre-emplazadaporelvalorQFyenlasecuacionesdecolumnadelaSecciónE3.Estasecua-cionesserepitencomoEcuacionesE7-2yE7-3.Estealcanceparatratarconcolumnascon elementos esbeltos ha sido utilizado desde la Especificación 1969 (AISC, 1969), emulando la Especificación AISI 1969 (AISI, 1969). Antes del año 1969, la práctica del AISC fue la de suprimir el ancho de la placa que excediera el límite λr y verificar la sección remanente de acuerdo con su tensión admisible, lo que resultó ser ineficiente yanti-económico.LasecuacionesdelaSecciónE7soncasiidénticasalasecuacionesoriginales,conunanotableexcepciónqueserádiscutidaposteriormente.
La Especificación hace una distinción entre columnas que poseen elementos no atie-sados y atiesados. Se utilizan dos filosofías por separado: elementos no atiesados son considerados por alcanzar su estado límite cuando estos alcanzan la tensión teórica de pandeo local.Loselementosatiesados,porotraparte,hacenusode la resistenciadepost-pandeoinherenteenunaplacaqueestásoportadaenambosbordeslongitudinales,talescomolascolumnastubulares.Elconceptodeanchoefectivoseusaparaobtener
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PAR
TE
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la resistencia post-pandeo adicional. Esta filosofía dual refleja la práctica de 1969 en el diseño de columnas formadas en frío. Las ediciones posteriores de las Especificaciones AISI, en particular, la North American Specification for the Design of Cold-Formed Steel Structural Members (AISI, 2001), de ahora en adelante referida como Especifi-caciónNorteamericanaAISIadoptóelconceptodeanchoefectivotantoparacolumnasatiesadas como no atiesadas. Las ediciones posteriores de la Especificación AISC (inclu-yendo esta Especificación), no siguen el ejemplo dejado por la Especificación AISI para placasnoatiesadaspueslasventajasdelaresistenciapost-pandeonosondisponiblesamenosqueloselementosplacaseanmuyesbeltos.Talesdimensionessoncomunesparacolumnas formadas en frío, pero son raramente encontradas en estructuras hechas con placaslaminadas.
1. Elementos Esbeltos No Atiesados, Qs
Las ecuaciones para el factor de reducción de tensiones en elementos esbeltos, Qs ,se entregan en la Sección E7.1 para los casos de elementos que sobresalen en perfiles laminados (Caso a), perfiles armados (Caso b), ángulos simples (Caso c) y almas de secciones T, (Caso d). El esquema implícito para estas disposiciones se ilustra en la FiguraC-E7.1.LascurvasmuestranlarelaciónentreelfactorQylarazóndeesbeltez
nodimensional b
t
F
E ky
12 1 2
2
−( )ν
π
Figura C-E7.1. Definición de Qs para elementos esbeltos no atiesados.
Elanchobyelespesor t se definen para los perfiles aplicables en Sección B4; ν=0.3(Mó-dulodePoisson)yk es el coeficiente de pandeo de placa que depende del tipo y restricciones debordedelaplaca.Paraángulossimples,k=0.425(sesuponesinrestricciónenelotroextremodelala),yparaelementosdealasobresalientesyalmasdeseccionesT,kesaproxi-madamente igual a 0.7 lo cual refleja que se ha estimado la restricción desde la parte de la secciónendondelaplacaesconectadaaunodesusbordes,siendoelotrobordelibre.
Curva de Transición Inelástica
Curva de Pandeo Elástico de Placa
1.0
00 0.7 1.0
Fact
or d
e R
educ
ción
, Q
FALTA FORMULAb
t
F
E ky
12 1 2
2
−( )ν
πEsbeltez,
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16-336 COMENTARIOS
LacurvaquerelacionaQ con la razón de esbeltez de placa tiene tres componentes: (i) unapartedondeQ =1cuandoelfactordeesbeltezesmenorqueoiguala0.7(laplacapuede ser sometida a tensión hasta alcanzar su límite de fluencia), (ii) la zona de
pandeoelásticodelaplaca,cuandoelpandeoescontroladopor FEk
bt
cr=
−( )
π
ν
2
2
2
12 1,
y (iii) una zona de transición que toma en cuenta empíricamente los efectos de fluenciatemprana debido a las tensiones residuales en el perfil. Generalmente la zona de tran-sición se toma como una línea recta. El desarrollo de las disposiciones para elementos noatiesadossedebealostrabajosdeWinterysuscolaboradores,enelComentariodela Especificación Norteamericana AISI (AISI, 2001) se presenta una lista completa de referenciasenestamateria.Lasdisposicionesdeesbeltezsonilustradasporelejemplode alas esbeltas de perfiles laminados en Figura C-E7.2.
Figura C-E7.2. Q Para columnas laminadas de ala ancha deFy=3520kgf/cm2(345MPa).
Lasecuacionesparaalasnoatiesadassobresalientes,ángulosyplacasdeseccionesar-madas(EcuacionesE7-7aE7-9)tienenunahistoriaquecomienzaconlainvestigaciónpublicadaporJohnson(1985).Enensayosdevigasconalasesbeltasyalmasesbeltas,se encontró que existía una interacción entre el pandeo de las alas y la distorsión en el alma, lo que originaba una predicción no conservadora de la resistencia. La modifica-ciónbasadaenlasecuacionesrecomendadasporJohnson(1985)aparecióprimeroenlaEspecificación ASD 1989 (AISC, 1989).
Para simplificar las ecuaciones originales en la Especificación LRFD 1993 (AISC, 1993) fueron introducidas modificaciones, y estas ecuaciones se han mantenido intactas en la presente Especificación. La influencia de la esbeltez del alma se considera por la incor-poracióndelfactor
k
ht
c
w
=4
(C-E7-1)
Ecuaciones E7-4 a E7-6
Pandeo Elástico de Placa
Esbeltez, Bf ⁄ 2tf
Fact
or d
e R
educ
ción
0.6
0.8
0.4
0.2
1.0
1.2
010 20 30 400
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PAR
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enlasecuacionesdeλryQ,dondekc,parapropósitosdecálculonodebetomarsemenorque0.35nimayorque0.76.
2. Elementos Esbeltos Atiesados, Qa
Mientras que para los elementos esbeltos no atiesados la Especificación para pandeo local está basada en el estado límite de inicio de pandeo de la placa, un método mejo-radobasadoenelconceptodeanchoefectivoesusadoparalaresistenciaacompresióndeelementosatiesadosencolumnas.EstemétodofuepropuestooriginalmenteporvonKarman, Sechler y Donnell (1932). El método fue posteriormente modificado por Win-ter(1947)paraproveerunatransiciónentreelementosmuyesbeltosyelementosdebajaesbeltez,demostrandomediante ensayosquees completamenteefectivo.Deacuerdocon la modificación introducida por Winter (1947) para la Especificación Norteameri-canaAISI(AISI,2001),larazónentrelaanchuraefectivaylaanchuraactualaumentaenlamedidaqueelniveldetensióndecompresiónaplicadoalelementoatiesadoenunmiembrodisminuyeytomalaforma
b
t
E
f
C
b t
E
fe = − ( )
1 9 1. (C-E7-2)
Donde fse tomacomoFcr delacolumnasuponiendoQ =1.0yCesunaconstantebasadaenresultadosdeensayos(Winter,1947).
El valor base del coeficiente C para columnas de acero formadas en frío en las ediciones de la Especificación Norteamericana AISI desde la década de 1970 es C = 0.415. Elcoeficiente original AISI de 1.9 usado en la Ecuación C-E7-2 fue cambiado por 1.92 en la Especificación para reflejar el hecho de que el modulo de elasticidad Esetomacomo2.07x106kgf/cm2(203 400 MPa) para acero formado en frío y 2.04x106kgf/cm2(200000MPa)paraacerolaminado.
Enelcasodetuboscuadradosyrectangularesdeespesoruniforme,dondelosladosapor-tan una restricción rotacional poco significativa unos a otros, el valor de C=0.38enlaEcuaciónE7-18esmayorqueelvalordeC=0.34enlaEcuaciónE7-17.LaEcuaciónE7-17aplicaengeneralparaloscasosdeplacasatiesadasencompresiónuniformedon-deexisteunarestricciónsubstancialdesdeelalaadyacenteodesdeelementosdealma.Los coeficientes C=0.38yC=0.34sonmenoresqueelvalorequivalenteC=0.415de la Especificación Norteamericana AISI (AISI, 2001), lo que refleja el hecho de que las secciones de acero laminado tienen conexiones más rígidas entre placas debido a la soldadura o filetes en perfiles laminados que en el caso de perfiles formados en frío.
La teoría clásica de cilindros comprimidos longitudinalmente sobreestima la resistencia al pandeo, a menudo un 200% o más. Las imperfecciones inevitables del perfil y la excentricidaddelascargassonlasresponsablesdelareducciónenlaresistenciarealrespecto de la resistencia teórica. Los límites en la Sección E7.2(c) están basados en evidenciaexperimental(Sherman,1976),envezdecálculosteóricos,dondeseindicaqueelpandeolocalnoocurrecuando
D
t
E
Fy
≤ 0 11.
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16-338 COMENTARIOS
Cuando D/t excedeestevalorperoesmenorque
D
t
E
Fy
≤ 0 45.
LaEcuaciónE7-19proveeunareducciónenelfactordereduccióndepandeolocalQ.Esta Especificación no recomienda el uso de columnas con perfil tubular circular cuando
D
t
E
Fy
≤ 0 45.
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PAR
TE
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CAPÍTULO F
DISEÑO DE MIEMBROS EN FLEXIÓN
F1. DISPOSICIONES GENERALES
El Capítulo F aplica a miembros solicitados a flexión simple en torno de un eje princi-pal. La Sección F2 entrega las disposiciones para la resistencia en flexión de miembros compactos de sección H con doble simetría y canales sujetos a flexión en torno a su eje mayor. Para muchos ingenieros, las disposiciones de esta Sección serán suficientes para desarrollar los diseños habituales. Las demás secciones del Capítulo F consideran casosquesepresentanconmenorfrecuenciaalosingenierosestructurales.Debidoaqueexistenmuchoscasos,laTablaF1.1hasidoincluidacomounmapadenavegacióna través de todos los casos considerados en el Capítulo F. La cobertura de este Capítulo esextensayhaymuchasecuacionesqueparecenformidables;sinembargo,sehacehin-capié nuevamente en que para la mayoría de los diseños el ingeniero rara vez necesita ir másalládelaSecciónF2.
Para todas las secciones cubiertas en el Capítulo F, la resistencia nominal en flexión másprobableeselmomentoplástico,Mn=Mp.Esimportantetenerpresentequeelusodeestevaloreneldiseñorepresentaunaprovechamientoóptimodelacero.ParapoderutilizarMplaseccióndelavigadebesercompactayelmiembrodebeestararriostradolateralmente.Lacompacidaddependedelarazónancho/espesordelasplacasdealayalma, tal como se define en Sección B4. Cuando no se cumplen estas condiciones, la resistencia nominal de flexión disminuye. Todas las secciones en el Capítulo F tratan estareduccióndelamismaforma.Paravigasarriostradaslateralmente,laregióndemo-mentoplásticoseextiendesobreelrangoderazonesancho/espesordeplaca,λhastaelvalordeλp . Esta es la condición compacta. Más allá de este límite el momento nominal disminuyelinealmentehastaqueλalcanzaλr.Esteeselrangodondelasecciónesnocompacta.Másalládeλr,lasecciónposeeelementosesbeltos.
LaFiguraC-F1.1ilustraestostresrangosenelcasodeunmiembrolaminadodealaancha H para el estado límite de pandeo local. La curva en la Figura C-F1.1 muestra la relaciónentrelarazónancho/espesordelalabf /2tf yelmomentonominal,Mn.
La relación básica entre el momento de flexión nominal, Mn,ylalongitudnoarriostrada,Lb , para el estado límite de pandeo lateral-torsional se muestra en la Figura C-F1.2 para unaseccióncompacta[W27x84(W690x125),Fy=3520kgf/cm2(345MPa)]solicitadaa flexión uniforme, Cb=1.0.
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16-340 COMENTARIOS
Figura C-F1.1. Resistencia de Flexión Nominal como una función de larazón ancho/espesor de perfiles H laminados.
Figura C-F1.2. Resistencia de Flexión Nominal como una función de la longitud no arriostrada y el gradiente de momentos.
Existen cuatro zonas principales definidas en la curva básica por las longitudes Lpd,yLp. La Ecuación F2-5 define la longitud no arriostrada máxima LpparaalcanzarMp conmomentouniforme.Elpandeoelásticolateral-torsionalocurrirácuandolalongitudnoarriostradaesmayorqueLr dada por Ecuación F2-6. La Ecuación F2-2 define el rango de pandeo inelástico lateral-torsional como una línea recta entre los límites definidos Mp paraLpy0.7Fy SxparaLr.LaresistenciaalpandeoenlaregiónelásticaestádadaporlasEcuacionesF2-3yF2-4paramiembrosconsecciónH.LalongitudLpd se define en el Anexo 1 como la longitud no arriostrada límite para el diseño plástico.
Cuandoeldiagramademomentosalolargodelmiembroesdistintodeldiagramademomentosuniforme,laresistenciaalpandeolateralseobtienedemultiplicarlaresisten-ciabásicaenlaregiónelásticaeinelásticaporCbcomosemuestraenlaFiguraC-F1.2.Sinembargo,enningúncasolacapacidadmáximademomentopuedeexcederelvalordemomentoplásticoMp.DebetenersepresentequeelvalordeLpdadoporlaEcuaciónF2-5 es meramente una definición que tiene significado físico solamente cuando Cb
Ala compacta
Res
iste
ncia
Nom
inal
de
Flex
ión
*Según tabla B4.1
Ala no compacta
Ala esbelta*0,38 *1,0
00
inelástico LTB
Diseño plástico
OO
elástico LTB
=1.0
Resistencia Básica x Cb
Longitud No Arriostrada, Lb
Res
iste
ncia
Nom
inal
de
Flex
ión
(Resistencia Básica)
Mp
Mp
0.7 Fy Sx
0.7 Fy Sx
Cb
Lpd
Mp
Lp Lr
λpf λrf
Ala compactaR
esis
tenc
ia N
omin
al d
e Fl
exió
n
*Según tabla B4.1
Ala no compacta
Ala esbelta*0,38 *1,0
00
inelástico LTB
Diseño plástico
OO
elástico LTB
=1.0
Resistencia Básica x Cb
Longitud No Arriostrada, Lb
Res
iste
ncia
Nom
inal
de
Flex
ión
(Resistencia Básica)
Mp
Mp
0.7 Fy Sx
0.7 Fy Sx
Cb
Lpd
Mp
Lp Lr
λpf λrfE
Fy
E
Fy
Esbeltez,λ = bf / 2tf
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COMENTARIOS 16-341
PAR
TE
16
=1.0.ParavaloresdeCbmayoresque1.0, losmiembroscongrandes longitudesnoarriostradaspuedenalcanzarMp,comosemuestraenlacurvaparaCb>1.0delaFiguraC-F1.2.EstalongitudsecalculaaligualarlaEcuaciónF2-2aMpyresolviendoparaL
b
usandoelvaloractualdeCb.
LaEcuación2
1 1
2 21.75 1.05 0.3b
M MCM M
= + +
(C-F1-1)
ha sido usada desde 1961 en la Especificación AISC para ajustar las ecuaciones de pan-deolateral-torsionalalasvariacioneseneldiagramademomentodentrodelalongitudnoarriostrada.Sinembargo,estaecuaciónsóloseaplicaadiagramasdemomentocuyavariación es lineal a lo largo del miembro–una condición que rara vez ocurre en el dise-ño. La ecuación entrega un límite inferior a las soluciones desarrolladas por Salvadori (1956).LaEcuaciónC-F1-1puedeserfácilmentemalinterpretadaymalaplicadaparadiagramasdemomentoquenosonlinealesdentrodelsegmentonoarriostrado.KirbyyNethercot(1979)presentanunaecuaciónqueaplicaparavariasformasdediagramasdemomentodentrodelsegmentonoarriostrado.SuecuaciónoriginalhasidoligeramenteajustadapararesultarenlaEcuaciónC-F1-2(EcuaciónF1-1enelcuerpodeestaEspe-cificación):
max
max
12.52.5 3 4 3b
A B C
MCM M M M
=+ + + (C-F1-2)
Esta Ecuación entrega una solución más precisa para vigas con extremos fijos, y entrega aproximadamente las mismas respuestas que la Ecuación C-F1-1 para diagramas demomento con líneas rectas entre puntos de arriostramiento. Cbcalculadomediante laEcuaciónC-F1-2paradiagramasdemomentoconotrasformasmuestraunbuenajusteconecuacionesmásprecisasperomáscomplejas(Galambos,1998).LaEcuaciónC-F1-2usalosvaloresabsolutosdelosmomentosubicadosenlostrescuartosdeltramoyelmáximomomento.ElmomentomáximoenelsegmentonoarriostradosiempreesusadoparacompararconelmomentonominalMn.Seusalalongitudentrearriostramientos,y no la distancia entre puntos de inflexión. Es igualmente satisfactorio usar CbsegúnlaEcuación C-F1-1 para diagramas de momento en línea recta dentro del largo no arrios-trado.
Las ecuaciones para el estado límite de pandeo lateral-torsional del Capítulo F suponen quelascargassonaplicadasalolargodelejecentroidaldelaviga.Cbpuedesertomadoconservadoramenteiguala1.0,conlaexcepcióndealgunoscasosqueinvolucranvola-dizossinarriostraromiembrossinarriostramientodentrodesuluzyconcargassigni-ficativas aplicadas en el ala superior. Cuando la carga es ubicada sobre el ala superior y esta no se encuentra arriostrada, existe un efecto de ladeo que reduce el momento crítico; porelcontrario,cuandolacargasesuspendedesdeelalainferiornoarriostrada,existeun efecto estabilizador que aumenta el momento crítico (Galambos, 1998). Para cargas en el ala superior no arriostrada de miembros compactos de sección H, el momentocrítico reducido puede ser conservadoramente aproximado al igualar la expresión raíz cuadradaenlaEcuaciónF2-4a1,0.
El factor de longitud efectiva igual a 1.0 está implícito en las ecuaciones de momento crítico para representar el peor caso de segmento no arriostrado simplemente apoyado. La
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16-342 COMENTARIOS
resistencia de momento puede incrementarse cuando el segmento crítico se apoya sobre sus segmentosadyacentesquenohansufridopandeo.Losestudiossobrelosefectosdepandeolateral–torsional en vigas continuas, han permitido desarrollar un método de diseño, simple y conservador basado en la analogía de columnas con extremos restringidos sin desplaza-mientolateralconunalongitudefectivamenora1.0hasidopropuesta(Galambos,1998).
F2. MIEMBROS COMPACTOS DE SECCIÓN H DOBLEMENTE SIMÉTRICAS Y CANALES FLECTADOS EN TORNO A SU EJE MAYOR
La Sección F2 aplica para miembros compactos con sección H o canales sujetos a flexión en torno a su eje mayor; por lo tanto, el único estado límite a considerar es el pandeo lateral-torsional. Casi todos los perfiles laminados de ala ancha contenidos en el Manual de Construcción en AceroAISCsoncandidatosparaserdiseñadosporlasdisposicionesde esta Sección, como se indica en las Notas que se incluyen en la Especificación.
Aunquesepresentandedistintaforma,lasecuacionesdelaSecciónF2sonidénticasalas correspondientes de la Sección F1 de la Especificación LRFD 1999 (AISC, 2000b). La siguiente tabla entrega una lista de la equivalencia entre ecuaciones:
La única diferenta entre las dos especificaciones es que la tensión en la interfase entre pandeoelásticoeinelásticohasidocambiadadeFy-Frenlaedición1999a0.7Fy enla actual. En la Especificación previa la tensión residual, Fr, para perfiles laminados ysoldadoseradiferente, iguala705kgf/cm2 (69MPa)y1160kgf/cm2 (114MPa),respectivamente, mientras que en esta Especificación la tensión residual ha sido tomada como0.3FydemaneratalqueseadaptóelvalordeFy-Fr=0.7Fy.Estecambiofuehecho para ayudar a la simplicidad con efecto despreciable en la economía.
Latensióndepandeoelásticolateral-torsional,Fcr, según la Ecuación F2-4:
22
2 1 0.078b bcr
x o tsb
ts
C E LJcFS h rL
r
π = +
(C-F2-1)
es idéntica a la Ecuación F1-13 de la Especificación LRFD 1999 (AISC, 2000b):
2cr b
cr y y wx b x b
M C EF EI GJ I CS L S L
π π = = +
(C-F2-2)
TABLA C-F2.1Comparación de las Ecuaciones para
Resistencia Nominal de FlexiónEcuaciones Especificación
AISC/LRFD 1999Ecuaciones Especificación
Actual
F1-1 F2-1
F1-2 F2-2
F1-13 F2-3 y F2-4
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COMENTARIOS 16-343
PAR
TE
16
cuando se introducen los siguientes valores auxiliares: c = 1 (ver su definición en la
SecciónF2); 2 y wts
x
I Cr
S= ;ho=d-tf ;y 2
2 0.0779GEπ= .
La Ecuación F2-5 es la misma que la F1-4 de la Especificación LRFD 1999 (AISC, 2000b),yF2-6correspondeaF1-6.EstaseobtienealigualarFcr=0.7FyenlaEcuaciónF2-4yresolviendoparaLb.Eltérminortspuedesercalculadoconservadoramentecomoelradiodegirodelalaencompresiónmásunsextodelalma.
Estas disposiciones han sido simplificadas en comparación a las disposiciones ASD an-teriores basadas en un mayor entendimiento del comportamiento de los estados límite envigas.Latensiónmáximaadmisibleobtenidaenestasdisposicionespuedeserligera-mente mayor que el límite previo de 0.66Fy,yaquelaresistenciaplásticaverdaderadelmiembro es reflejada por el uso del módulo seccional plástico en la Ecuación F2-1. Las disposicionesdelaSecciónF2paralongitudesnoarriostradassonsatisfechasatravésdelusodedosecuaciones,unaparaelpandeoinelásticolateral-torsional(EcuaciónF2-2),yotraparaelpandeoelásticolateral-torsional(EcuaciónF2-3).LasdisposicionesASD anteriores entregan una tensión límite arbitraria de 0.6Fycuandolaviganoeracompletamente arriostrada y requería la verificación de tres ecuaciones con la selección delatensiónmásgrandeparadeterminarlaresistenciadelaviganoarriostradalateral-mente.Conlasdisposicionesactuales,unavezdeterminadalalongitudnoarriostrada,laresistenciadelmiembropuedeserobtenidadirectamentedeestasecuaciones.
F3. MIEMBROS DE SECCIÓN H DOBLEMENTE SIMÉTRICAS CON ALMAS COMPACTAS Y ALAS NO COMPACTAS O ESBELTAS FLECTADOS EN TORNO A SU EJE MAYOR
LaSecciónF3esunsuplementodelaSecciónF2paraelcasocuandoelaladelasecciónesnocompactaoesbelta(verFiguraC-F1.1,variaciónlinealdeMnentreλpf yλrf).Como se menciona en las Notas de la Sección F2, muy pocos perfiles laminados de ala anchaestánsujetosaestecriterio.
F4. OTROS MIEMBROS DE SECCIÓN H CON ALMAS COMPACTAS O NO COMPACTAS FLECTADOS EN TORNO A SU EJE MAYOR
La Sección F4 no tiene directa contraparte con Especificaciones AISC previas excepto por las disposiciones de pandeo lateral para secciones con simple simetría en la Tabla A-F1.1 en la Especificación LRFD 1999 (AISC, 2000b). Estas disposiciones no han sido traídas a la presente Especificación. Las disposiciones de la Sección F4 son apli-cables a vigas de ala ancha con doble simetría con alas esbeltas y para miembros de ala ancha con simetría simple con alas compactas, no compactas o esbeltas, y almas no compactas (ver la Tabla F1.1 de la Nota). Esta parte del Capítulo F abarca esen-cialmentevigas soldadasde secciónHcuyas almasno son esbeltas.LaSecciónF5consideraseccionesHsoldadasconalmasesbeltas.LoscontenidosdelaSecciónF4estánbasadosenWhite(2004).
Se consideran tres estados límite: (a) pandeo lateral-torsional (LTB); (b) pandeo local del ala (FLB); y (c) fluencia del ala en tracción (TFY). El efecto del pandeo inelástico del alma se toma indirectamente al multiplicar el momento que causa la fluencia en el ala encompresiónporelfactorRpc y el momento que causa la fluencia en el ala en tracción porelfactor Rpt.Estosdosfactorespuedenvariardelaunidadhastaunmáximode1.6.
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16-344 COMENTARIOS
Conservadoramente,estospuedensuponerseiguala1.0.ParaladeterminacióndeRpcyRpt , los siguientes pasos constituyen una guía:
Paso1.Calcularhpyhc: Ver Figura C-F4.1.
Paso 2. Determinar la esbeltez de alma y los momentos de fluencia en compresión y tracción:
(C-F4-1)
Paso3.Determinarλpwyλrw :
(C-F4-2)
Siλ>λrwentonceselalmaesesbeltayeldiseñoesgobernadoporlaSecciónF5.
Paso4.CalcularRpcyRptconlasEcuacionesF4-9aoF4-9byF4-15aoF4-15b, respectivamente.
ElmáximomomentonominalesRpc Myc=Rpc Fy Sxcsielalaestáencompresión,yRpt Myt=Rpt Fy Sxtcuandoelalaestáentracción.Porlotanto,lasdisposicionessonlasmismaspara miembros con doble simetría de la Sección F2 y F3. Para el estado límite de pandeo lateral-torsional,losmiembrosdesecciónHconalasdesigualessontratadoscomosifue-ran secciones H con doble simetría. Esto significa que las Ecuaciones F2-4 y F2-6 son las mismasquelasEcuaciónF4-5yF4-8,exceptoquelasprimerasusanSxylasúltimasusanSxc,elmoduloelásticodetodalasecciónyelmóduloelásticodelladoencompresión,res-pectivamente. Esta es una simplificación que tiende a ser algo conservadora cuando el ala en compresiónesmenorqueelalaentracción,yesalgonoconservadoracuandosecumpleloinverso de esta última condición. También se requiere revisar la fluencia de ala en tracción cuandoelalaentracciónesmenorqueelalaencompresión(SecciónF4.3).
Paraunasoluciónmásprecisa,especialmentecuandolascargasnosonaplicadasenelcentroide del miembro, el ingeniero estructural debe referirse al Capítulo 5 de la Guía SSRC(Galambos,1998;Galambos,2001;WhiteyJung,2003).Whiteentregalassi-guientes ecuaciones alternativas en lugar de las Ecuaciones F4-5 y F4-8:
λ
λ
pw
c
p y
p
y
y
rw
h
hEF
M
M
E
F=
−
≤
=
0 540 09
3 76
5
2.
.
.
.770E
Fy
λ =
= =−
= =
h
t
SI
yS
I
d y
M F S M F S
c
w
xcx
xtx
yc y xc yt y xt
;
;
λ =
= =−
= =
h
t
SI
yS
I
d y
M F S M F S
c
w
xcx
xtx
yc y xc yt y xt
;
;
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PAR
TE
16
(C-F4-3)
LE I J
S F
F S
EJ
F S
EJr
y
xc yr
x yr xc x yr xc= + + +1 38 2 6
12 6. . .β β
1127 0
2 2
+
. C
I
F S
EJw
y
yr xc (C-F4-4)
donde el coeficiente de monosimetría, es ßx,y
laconstantedealabeo,esCw =h2Iycα,y α =+
1
1I
Iyc
yt
Figura C-F4.1. Distribución de las tensiones elásticas y plásticas.
F5. MIEMBROS DE SECCIÓN H CON DOBLE Y SIMPLE SIMETRÍA CON ALMAS ESBELTAS FLECTADOS EN TORNO A SU EJE MAYOR
EstaSecciónaplicaparavigasfabricadasconplanchassoldadasdesecciónHcondoble
y simple simetría y con almas esbeltas, esto significa, h
t
E
Fc
wr
y
> =λ 5 70. .Losestados
límite aplicables son: pandeo lateral-torsional, pandeo local del ala en compresión y fluencia del ala en tracción. Las disposiciones de esta Sección han cambiado poco desde 1963, y son similares a las disposiciones de la Sección A-G2 en la Especificación LRFD 1999 (AISC, 2000b) y a las de la Sección G2 en la Especificación ASD 1989 (AISC, 1989).TodasestasdisposicionesestánbasadasenunainvestigaciónpublicadaporBas-leryThurlimann(1963).
ExisteunatransiciónabruptaentrelasecuacionesdelaSecciónF4yF5.Poresolaresis-tencia a flexión de una viga con Fy=3520kgf/cm2(345MPa)yunalmadeesbeltezh/tw=137noescercanaaladeunavigaconh/tw =138.Estasdosrazonesdeesbeltez
Eje neutroplástico
Eje centroidal
hc = 2 ( y-tfc )
tfc < y < d - tft2Ac < A < - ( Aw + 2Ac )
hp = A - 2Ac
Distribución Tensión Elástica Distribución Tensión Plástica
A = Ac+At+Aw
y
Aw
tw
Fy
hc /2 hp /2Ac
At
M CEI
L
C
I
J
CL
n b
y
b
x x w
y wb
= +
+ +
π β β2
2
2
2
2 21 0 0390.
β αx
yc
yt
hI
I= −
0 9 1.
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están a cada lado de la razón límite. La diferencia es causada por la discontinuidad entre lasresistenciasalpandeolateral-torsionalpredichasporlaSecciónF4yaquellaspredi-chas por la Sección F5 debido al uso implícito de J=0enlaSecciónF5.Sinembargo,para miembros típicos con sección de alma no compacta cercana al límite de alma no compacta, la influencia de Jenlaresistenciaalpandeolateral-torsionalesrelativamentepequeña(porejemplo,elvalorcalculadoLrincluyendoJversususarJ = 0 típicamente difiere en menos de 10%). El uso implícito de J=0enlaSecciónF5estápensadoparatomar en consideración la influencia de la flexibilidad a la distorsión del alma en la resis-tenciaalpandeolateral-torsionalparamiembrosdesecciónHconalmasesbeltas.
F6. MIEMBROS DE SECCIÓN H Y CANALES FLECTADOS EN TORNO A SU EJE MENOR
Los miembros de sección H y canales flectados en torno a su eje menor no sufren de pandeo lateral-torsional o de pandeo del alma. El único estado límite a considerar es la fluencia y el pandeo local del ala. La Nota informa al ingeniero estructural que pocos perfiles laminados necesitan verificarse para pandeo local del ala.
F7. TUBOS CUADRADOS Y RECTANGULARES
Las disposiciones para la resistencia nominal en flexión de tubos incluyen los estados límite de fluencia y pandeo local. Los tubos cuadrados y rectangulares flectados en torno asuejemenornoestánsujetosapandeolateral-torsional.
Debidoalaaltaresistenciatorsionaldelasseccionescerradas,laslongitudesnoarrios-tradas críticas LpyLrquecorrespondenaldesarrollodelmomentoplásticoydemo-mento de primera fluencia, respectivamente, son muy grandes. En el caso de un tubo HSS20x4x5/16 de la serie de perfiles AISC (equivalente a HSS 508 x 101.6 x 7.9 para dimensiones en milímetros), que tiene una de las razones alto/ancho más grandes entre las tubos HSS estándar, las longitudes críticas resultan Lpde2.0myLrde42m,segúnlo determina la Especificación LRFD 1993 (AISC, 1993). Si se aplica a la condición de servicio un límite por flecha, este puede corresponder a razones largo/alto de 24, lo que esequivalenteaunalongitudde12mparaestemiembro.Usandolareducciónlinealespecificada entre el momento plástico y el momento de fluencia para pandeo lateral-torsional,elmomentonominalresultasóloun7%inferioralmomentoplásticoparaunalongitud de 12 m. En la mayoría de los diseños prácticos donde el gradiente de momen-tosCb es mayor que la unidad, la reducción no aparecerá o será insignificante, tal como semuestraenlaFiguraC-F7.1.
Lasdisposicionesparapandeolocaldetubosrectangularesnocompactostambiénsonlas mismas de las secciones previas de este Capítulo: Mn=Mp para b/t ≤ λp,yunatransiciónlinealdesde MphastaFySxcuandoλp<b/t ≤ λr.Laecuaciónparaelanchoefectivodelalaencompresióncuandob/texcedeλreslamismaqueseusaparatubosrectangularesencompresiónaxialexceptoquelatensiónsetomacomolatensióndefluencia. Esto implica que la tensión en las esquinas del ala en compresión es la de fluen-ciacuandoenelalasealcanzalaresistenciaúltimadepost-pandeo.
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PAR
TE
16
Figura C-F7.1. Pandeo lateral-torsional de tubos rectangulares.
Cuando se usa el ancho efectivo, la resistencia nominal en flexión se determina por el módulodesecciónefectivoparaelalaencompresiónusandoladistanciadesdeelejeneutrotrasladado.Unaestimaciónligeramenteconservadoraparalaresistencianominalen flexión puede obtenerse al usar el ancho efectivo tanto para el ala en compresión y tracción, de forma tal de mantener la simetría de la sección y simplificar los cálculos.
F8. TUBOS REDONDOS
Lostubosredondosnoestánsujetosapandeolateral-torsional.Losmodosdefallayelcomportamientopost-pandeodetubosredondospuedenagruparsedentrodetrescate-gorías (Sherman, 1992; Galambos, 1998):
(a) ParavalorespequeñosdeD/t,ocurreunaprolongadamesetaplásticaenlacurvamomento-rotación. La sección circular se transforma en elíptica gradualmente, se formaneventualmentepandeoslocalesconformasdeondas,ylaresistenciademomento subsecuentemente decae lentamente. La resistencia en flexión puede ex-cederelmomentoplásticonominaldebidoalendurecimientopordeformación.
(b) ParavaloresintermediosdeD/t,elmomentoplásticocasiesalcanzado,sedesa-rrolla sólo una onda de pandeo local y la resistencia en flexión decae lentamente conpocaoningunaregióndemesetaplástica.
(c) ParavaloresaltosdeD/t,múltiplespandeosseformansorpresivamenteconmuypoca variación de la sección transversal y la resistencia en flexión decae rápida-mente.
Las disposiciones de resistencia en flexión para tubos redondos reflejan estas tres regio-nesdecomportamientoyestánbasadasencincoprogramasexperimentalesqueinvo-lucrantubosformadosencalientesincostura,tubossoldadosporresistenciaeléctricaytubosfabricados(Galambos,1998).
Longitud No Arriostrada, Lb ( ft )
HSS 20x4x5/16
L /d = 24
0,07 (7%)
(HSS 508x101,6x7,9)
Longitud No Arriostrada, Lb (m)
Lp = 6,7 ft ( 2,0 m )
Sx / Zx = 0,74
Lr = 137 ft ( 42 m )
Raz
ón d
e R
esis
tenc
ia d
e fle
xión
N
omin
al P
lást
ica,
Mn
/ M
p
0 6 12 18 24 30 36 42
20 40 60 80 100 120 1400
0,6
0,4
0,2
0,8
1,0
0
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16-348 COMENTARIOS
F9. SECCIONES T Y ÁNGULOS DOBLES CARGADOS EN EL PLANO DE SIMETRÍA
La resistencia al pandeo lateral-torsional (LTB) para vigas T de simetría simple es dada porunaecuaciónbastantecompleja(Galambos,1998).LaEcuaciónF9-4esunaformu-lación simplificada basada en Kitipornchai y Trahair (1980). Ver también Ellifritt, Wine, SputoySamuel(1992).
ElfactorCbusadoparavigasdesecciónHesnoconservadorparavigasTconalmaencompresión.ParatalescasosesapropiadoCb = 1.0. Cuando las vigas son flectadas endoblecurvatura,laparteconelalmaencompresiónpuedecontrolarlaresistenciaalpandeolateral-torsionalauncuandolosmomentosseanpequeñosenrelaciónalasotraspartesdelalongitudnoarriostradaconCb ≈ 1.0. Esto es porque la resistencia al pandeo lateral-torsionaldeunasecciónTconalmaencompresiónpuedealcanzarsóloalrededordeuncuartolaresistenciadelasecciónTconalmaentracción.Puestoquelaresistenciaalpandeoessensiblealdiagramademomentos,Cbhasidotomadoconservadoramentecomo1.0.Enloscasosdondeelalmaestáentracción,eldetalledelasconexionesdebeserdiseñadodemanerademinimizarcualquiermomentoenelextremocuyarestricciónpuedacausarqueelalmaestéencompresión.
Esta Sección no provee ningún límite a la razón ancho/espesor de alma, λr,quepermitatomarencuentaelpandeolocaldelalmacuandoestáencompresión.Larazónparaestaomisión es que las ecuaciones de pandeo lateral-torsional (Ecuaciones F9-4 y F9-5)tambiénentreganlaresistenciaalpandeolocalcuandoLbseaproximaacero.Estonoesevidenteinmediatamente,porquecuandosesustituyeLb=0enlasecuacionesseob-tiene,despuésdeunpocodemanipulaciónalgebraica,Mcr=0/0,queesunaexpresiónmatemática indeterminada. Por medio de cálculo elemental este problema puede serresueltoaldiferenciarelnumeradoryeldenominadortantasvecescomoseanecesariopara obtener una expresión explícita usando la regla de L’Hopital. Si esta operación se realiza dos veces, se obtiene la siguiente ecuación para el momento crítico que resulta de la combinación de pandeo lateral-torsional y local:
(C-F9-1)
La relación entre la longitud no arriostrada y el momento crítico para una viga WT460x100.5(WT18x67.5)[Fy=3.520kgf/cm2(345MPa)],conelalmaencompre-sión por flexión, se muestra en la Figura C-F9.1.
MEJ
GE
d
EJ
dcr Lb, ..= = =
0 4 60 424
π
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COMENTARIOS 16-349
PAR
TE
16
Momento crítico cuando Lb = 0: MLB = 2409 kip-in (274,25 kN-m)Esto es también pandeo local del alma bajo compresión por flexión.
Momento de fluencia: My = 2485 kip-in (282,90kN-m)
Figura C-F9.1. Momento crítico para una viga T[WT460x100.5(WT18x67,5),Fy=3.520kgf/cm2(345MPa)].
Aun cuando la flexión en torno al eje y de secciones T y ángulos dobles no ocurre frecuen-temente, se entregan guías para considerar esta condición. El estado límite de fluencia y el estado límite de pandeo local en el ala deben ser verificados al usar las Ecuaciones F6-1 a F6-4.Conservadoramenteelpandeolateral-torsionalpuedesercalculadoalsuponerqueelalaactúadeformaindividualcomounavigarectangular,usandolasEcuacionesF11-2a la F11-4. Alternativamente para obtener la resistencia nominal a flexión puede usarse el momento crítico elástico dado por
(C-F9-2)
enlasecuacionesF10-2oF10-3.
F10. ÁNGULOS SIMPLES
Los límites de la resistencia en flexión son establecidos para los estados límite de fluencia, pandeolocalypandeolateral-torsionalenelcasodevigasformadasdeunángulosimple.Ademásaltratarelcasogeneraldeángulossimplesdealasdesiguales,losángulosdealasiguales resultan un caso especial. De esta forma, la flexión de ángulos de alas iguales en tornoasuejegeométrico,unejeparaleloaunadesusalas,setrataseparadamenteyaquees un caso común de ángulos en flexión.
Los extremos de un ángulo se refieren a los bordes libres de las dos alas. En muchos casos de flexión no restringida, las tensiones de flexión en las puntas tendrán el mismo signo (tracción o compresión). Para flexión restringida en torno a un eje geométrico, las tensio-nes en las puntas difieren en signo. Las disposiciones tanto para tracción como compresión
0 2 4 6 8 10
0 100 300 400200
200
250
150
100
50
2000
2500
1500
1000
500
0
WT 18 x 67.5. 50 kgi
(WT 460 x 100.5. 345 MPo)
Alma en compresión por flexión
Longitud No Arriostrada, Lb (m)
Longitud No Arriostrada, Lb (in.)
Mom
ento
crít
ico,
Mcr
(kip
-in)
Mom
ento
crít
ico,
Mcr
(kN
-m)
ML
EI GJe
bx
=π
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16-350 COMENTARIOS
en los extremos del ala deben ser verificadas como apropiadas, pero en la mayoría de los casosseráevidentecuálcontrola.También deben considerarse los límites de servicio apropiados para vigas de ángulo simple. En particular, para miembros largos no arriostrados solicitados a flexión, probablemente re-sultan controlados por las flechas en vez de la resistencia al pandeo lateral-torsional o local.
LasdisposicionesenestaSecciónsiguenelformatogeneralparalaresistencianominalenflexión (ver Figura C-F1.2). Existe una región para fluencia completa, una transición lineal para el momento de fluencia y una región de pandeo local.
1. Fluencia
La resistencia para fluencia completa está limitada por el factor de forma de 1.50 aplicado al momento de fluencia. Esto lleva a un límite inferior del momento plástico para un ángu-lo que puede ser flectado en torno a cualquier eje, ya que estas disposiciones son aplicables a todas las condiciones de flexión. El factor 1.25 originalmente utilizado era conocido por serunvalorconservador.Trabajosdeinvestigaciónrecientes(EarlsyGalambos,1997)han indicado que el factor 1.50 representa mejor el valor de límite inferior. Debido a que el factor de forma para ángulos es mayor de 1.50, se justifica una resistencia nominal Mn=1.5Myparamiembroscompactos,dadoquenocontrolalainestabilidad.
2. Pandeo Lateral-Torsional
El pandeo lateral-torsional puede limitar la resistencia en flexión de una viga ángulo simple noarriostrada.ComoloilustralaFiguraC-F10.1,laEcuaciónF10-2representalapartedelpandeo elástico con la máxima resistencia nominal en flexión, Mn,iguala75%delmomentodepandeonominal,Me.LaEcuaciónF10-3representalaexpresióndetransicióndepandeoinelásticoentre0.75My y1.5My. La máxima resistencia en flexión de viga ocurrirá cuando elmomentodepandeonominal,Me,alcanzaoexcede7.7My.Estasecuacionessonvaria-cionesdeaquellasdesarrolladasapartirdelosresultadosdeunainvestigaciónaustralianaenángulos simples en flexión y en modelos analíticos consistentes en dos elementos rectangula-resdelongitudigualalanchoactualdealadelángulomenosunmediodesuespesor(AISC,1975;LeighyLay,1978;LeighyLay,1984;MadugulayKennedy,1985).
Figura C-F10.1. Límites de pandeo lateral-torsional para vigas de ángulo simple.
Elástica
Eq F10-3
Eq F10-2
Inelástica
0
0.13
0.75
0.57 1.0
1.00
1.50
1.5
Fluenciacompleta
MnMy
MyMob
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COMENTARIOS 16-351
PAR
TE
16
Cuando la flexión se aplica en torno a un ala de un ángulo simple no arriostrado lateral-mente, el ángulo sufrirá una flecha lateral así como también en la dirección de flexión. Sucomportamientopuedeserevaluadoaldescomponerlacargay/omomentosencom-ponentes de los ejes principales y determinar la suma de los efectos de flexión en ejes principales. La Sección F10.2(i) es presentada para simplificar y agilizar los cálculos paraestasituacióncomúnconángulosdealasiguales.
Para tales ángulos de alas iguales en flexión no restringida, la máxima tensión normal resultante en el extremo del ángulo (en la dirección de flexión) será aproximadamen-te 25%mayorque la tensión calculadausando elmódulode sección respecto al ejegeométrico.ElvalordeMeenlaEcuaciónF10-5ylaevaluacióndeMyusando0.80delmódulo de sección respecto del eje geométrico refleja flexión en torno del eje inclinado comosemuestraenlaFiguraC-F10.2.
La flecha calculada usando el momento de inercia en torno al eje geométrico ha sido incre-mentada en un 82% para aproximarla a la flecha total. La flecha posee dos componentes, un componentevertical(enladireccióndelacargaaplicada)1.56veceselvalorcalculadoyun componente horizontal de 0.94 veces el valor calculado. La flecha total resultante es en la dirección general de la flexión en torno del eje principal menor del ángulo (ver la Figura C-F10.2). Estas flechas por flexión no restringida deben ser considerados para evaluar la condicióndeservicio,lacualamenudocontrolaráeldiseñosobrepandeolateral-torsional.
Figura C-F10.2. Flexión en torno del eje geométrico de ángulos de alas iguales arriostrados lateralmente.
El componente horizontal de la flecha es aproximadamente un 60% de la flecha vertical, esto significa que la fuerza requerida por los arriostramientos laterales para lograr una flecha vertical pura debe ser 60% del valor de carga aplicada (o producir un momento 60% del valor aplicado) lo cual es bastante significativo.
Elpandeolateral-torsionalestálimitadopor(LeighyLay,1978;LeighyLay,1984)enla Ecuación F10-4a, que está basada en:
Carga deFlexión
Eje Geométrico
Eje NeutralY
X
δh = 0.94 δ
δ = Deflexióncalculada utilizando
el momento de inerciarespecto al eje
geométrico
δv =1.56 δ
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16-352 COMENTARIOS
(C-F10-1)
(la expresión general para el momento crítico de un ángulo de alas iguales) con θ = – 45º paralacondicióndondelatensiónenelextremodelánguloesdecompresión(verFigu-ra C-F10.3). El pandeo lateral-torsional también puede limitar la resistencia a flexión de la sección cuando la máxima tensión del extremo del ángulo es de tracción para flexión en torno al eje geométrico, especialmente cuando se usan los límites de resistencia en flexión de la Sección F10.2. Usando θ = 45º en la Ecuación C-F10.1, la expresión resul-tanteeslaEcuaciónF10-4bconelúltimotérminocomo+1envezde-1.
Figura C-F10.3. Ángulo de alas iguales con carga general de momento..La tensión en la punta del ala del ángulo paralela al eje de flexión aplicado es del mismosignoquelamáximatensiónenlapuntadelaotraalacuandoelángulosimplenoestáarriostrado.Paraunángulodealasigualesestatensiónescercadeunterciodela tensión máxima. Sólo es necesario revisar la resistencia nominal en flexión basada en la punta del ala de ángulo con la máxima tensión cuando se evalúa un ángulo así. PuestoqueelmomentomáximodeacuerdoconlaSecciónF10.2(ii)representalosmomentosrespectodelosejesprincipalescombinadosylaEcuaciónF10-5representael límite de diseño para estos momentos de flexión combinados, sólo un término de flexión necesita ser considerado cuando se evalúan los efectos combinados de flexión yaxiales.
Paraángulosdealasdesigualessinarriostramientoalpandeolateral-torsional,lacargaomomentoaplicadodebeserexpresadoencomponentesalolargodedosejesprincipalesen todos los casos y el diseño debe ser para flexión biaxial usando las ecuaciones de interacción del Capítulo H.
Cuando hay flexión en torno del eje mayor para ángulos de alas iguales, la Ecuación F10-5encombinaciónconlasEcuacionesF10-2yF10-3controlaelmomentodispo-nibleenelmododepandeolateral-torsionalglobaldelángulo.EstoestábasadoenMe,dadoanteriormenteconθ=0.
Z (Eje principal menor)
Centroide
Centro de corte
+θ
b
t
W (Eje principal mayor)
X
Mcr
MEb t
Klcr
=+( )( )
++(2 33
1 3
0 156 1 34
2 2
2
2.
cossin
. cos
θθ
θ))( )+
Kl t
b
2 2
4sinθM
Eb t
Klcr
=+( )( )
++(2 33
1 3
0 156 1 34
2 2
2
2.
cossin
. cos
θθ
θ))( )+
Kl t
b
2 2
4sinθ
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COMENTARIOS 16-353
PAR
TE
16
Elpandeolateral-torsionalparaestecasoreducirálatensiónde1.5My solamenteparal/t ≥ 3.675Cb/Fy(Me=7.7My).Sielparámetrolt/b2espequeño(menorqueaproxima-damente0.87C
bparaestecaso),elpandeolocalcontrolaráelmomentodisponibleyno
necesitaserevaluadoMnbasadoenelpandeolateral-torsional.Elpandeolocaldebeser
verificado de acuerdo con a la Sección F10.3.
Elpandeolateraltorsionalentornoalejeprincipalmayorwdeunángulodealasdes-igualesescontroladoporM
eenlaEcuaciónF10-6.Lapropiedaddelasecciónβ
w refleja
laubicacióndelcentrodecorterelativoalejeprincipaldelasecciónyladireccióndeflexión bajo flexión uniforme. Cuando el centro de corte es en compresión por flexión β
wespositivoyM
eesmáximomientrasque,cuandoelcentrodecorteesentracción
por flexión βwesnegativoyM
e es mínimo (ver Figura C-F10.4). Este efecto de β
wes
consistente con el comportamiento de vigas de sección H con simetría simple, que son más estables cuando el ala comprimida es mayor que el ala traccionada. Para flexión en tornoalejeprincipalwdeángulosdealasiguales,β
w es igual a cero debido a la simetría
ylaEcuaciónF10-6sereducealaEcuaciónF10-5paraestecasoespecial.
Para flexión con doble curvatura, parte de la longitud no arriostrada tiene βwpositivo,
mientrasqueelrestotieneβwnegativo.Conservadoramente,elvalornegativoesasig-
nadoparaelsegmentocompletonoarriostrado.
Elfactorβwesesencialmenteindependientedelespesordelángulo(menosde1%de
variaciónparaelvalorpromedio)yesprincipalmenteunafuncióndelosanchosdealas.ParaefectosdediseñopuedenserusadoslosvalorespromediosmostradosenlaTablaC-F10.1.
Figura C-F10.4. Ángulo de alas desiguales en flexión.
(Caso especial para alas iguales βw =0)
Centro de corte Centro de corte
(a) + βw (b) + βw
W
W
Z
ZMob Mob
W
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16-354 COMENTARIOS
3. Pandeo Local del Ala
Los límites b/t han sido modificados para ser más representativos de los límites de flexión en vez de usar aquellos para ángulos simples bajo compresión uniforme. Típica-mente, las tensiones de flexión varían a lo largo de la longitud del ala, permitiendo el uso de un límite de tensión dado. Incluso para el caso de flexión en torno al eje geométrico, que produce compresión uniforme a lo largo de un ala, el uso de estos límites entrega unvalorconservadorsiselecomparaconlosresultadosreportadosporenEarlsyGa-lambos(1997).
F11. BARRAS RECTANGULARES Y CIRCULARES
Lasdisposicionesde laSecciónF11aplicanparabarras sólidas con sección circularo rectangular. El estado límite que prevalece para tales miembros es la obtención del momentoplásticocompleto,Mp.Laexcepcióneselpandeolateral-torsionaldebarrasrectangularesdondelaalturaesmayorquesuancho.Losrequisitosparaeldiseñosonidénticos a aquellos entregados previamente en la Tabla A-F1.1 en la Especificación LRFD1999(AISC,2000b).Puestoqueelfactordeformaparaunasecciónrectangulares 1.5 y para sección circular es 1.7, deben entregarse consideraciones para estados lími-tes de servicio tales como excesiva flecha o deformación permanente bajo condiciones decargasdeservicio.
TABLA C-F10.1Valores βw para Ángulos
Tamaño Ángulo [in (mm)] βw [in (mm)]*
9 x 4 (229 x 102) 6.54 (116)
8 x 6 (203 x 152)8 x 4 (203 x 102)
3.31 (84.1)5.48 (139)
7 x 4 (178 x 102) 4.37 (111)
6 x 4 (152 x 102) 6 x 3.5 (152 x 89)
3.14 (79.8)3.69 (93.7)
5 x 3.5 (127 x 89)5 x 3 (127 x 76)
2.40 (61.0)2.99 (75.9)
4 x 3.5 (102 x 89)4 x 3 (102 x 76)
0.87 (22.1)1.62 (41.1)
3.5 x 3 (89 x 76)3.5 x 2.5 (89 x 64)
0.87 (22.1)1.62 (41.1)
3 x 2.5 (76 x 64)3 x 2 (76 x 51)
0.86 (21.8)1.56 (39.6)
2.5 x 2 (64 x 51) 0.85 (21.6)
Alas iguales 0.00
= + −( )* 2 2 0
1βw
w z w z dA zI ∫ donde zo es la coordenada a lo largo del eje z del centro de corte con respecto al centroide,
y Iw es el momento de inercia para el eje principal mayor; βw tiene valor positivo o negativo dependiendo en la dirección de flexión (ver Figura C-F10.4)
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COMENTARIOS 16-355
PAR
TE
16
F12. SECCIONES ASIMÉTRICAS
Cuandoelingenieroquerealizaeldiseñoencuentravigasquenocontienenunejedesimetría, o cualquier otro perfil para el cual no hay disposiciones en otras secciones del Capítulo F, las tensiones deben ser limitadas a la tensión de fluencia o tensión de pandeo elástico.Ladistribucióndetensionesy/otensióndepandeoelásticodebeserdetermi-nadadeacuerdoconlosprincipiosdelamecánicaestructuralenloslibrosdetextoomanuales, tales como la Guía SSRC (Galambos, 1998), publicaciones en revistas, o análisis de elementos finitos. Como alternativa, el ingeniero estructural puede evitar el problema seleccionando una sección de perfil dentro de la gran cantidad dada en las Secciones previas del Capítulo F.
F13. DIMENSIONES DE VIGAS
1. Reducciones debido a las Perforaciones
Históricamente,lasdisposicionesparadetallarvigaslaminadasysoldadasconperfora-cionesenelalatraccionadaestánbasadastantoporunporcentajedereducciónindepen-dientedelaresistenciadelmaterialounarelacióncalculadaentrelaresistenciaúltimaen tracción y la tracción por fluencia del ala, con factores de resistencia o factores de seguridadincluidosenelprocesodecálculo.Enamboscasos,lasdisposicionesfuerondesarrolladas basadas en ensayos de acero con una tensión de fluencia mínima especifi-cadade2530kgf/cm2(248MPa)omenor.
Ensayosmásrecientes(DexteryAlstadt,2004;Yuan,SwansonyRassati,2004)indicanque la resistencia en flexión en la sección neta es mejor predicha por comparación de los valoresdeFy AfgyFu Afn,conunpequeñoajustecuandolarazónentreFyyFuexcedede 0.8. Si las perforaciones remueven suficiente material para afectar la resistencia del miembro, la tensión crítica se es ajustada de FyaFu (Afn/Afg)yestevaloresaplicadoconservadoramentealmódulodesecciónelásticoSx.
2. Límites de Dimensiones en Miembros con Sección H
LasdisposicionesdeestaSecciónsontomadasdirectamentedelAnexoG,SecciónG1de la Especificación LRFD 1999 (AISC, 2000b). Estas han sido parte de los requisitos de diseño de vigas desde 1963, derivadas de Basler y Thurlimann (1963). Los límites ancho/espesordealmaseeligierondemanerataldeprevenirqueelalapandeehaciael alma. La Ecuación F13-4 es una versión modificada levemente de la correspondiente Ecuación A-G1.2 de la Especificación 1999, realizada para reconocer el cambio en esta Especificación de la definición de tensión residual modificada de un valor tipo de 1.160 kgf/cm2 (114 MPa) usado previamente a un 30% de la tensión de fluencia, como se muestra en la siguiente deducción:
0 48
16 5
0 48
0 3
0 42.
( . )
.
( . )
.E
F F
E
F F F
E
Fy y y y y y+
≈+
= (C-F13-1)
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G1. DISPOSICIONES GENERALES
El Capítulo G aplica para almas de miembros con simetría simple y doble solicitados a corteenelplanodelalma,ángulossimples,seccionescerradasycorteenladireccióndébil de perfiles con simetría simple y doble.
Se presentan dos métodos para determinar la resistencia al corte de vigas de H consimetría simple o doble y secciones armadas. El método de la Sección G2 no utiliza la resistencia post-pandeo del alma, mientras que la Sección G3 sí utiliza la resistencia post-pandeo.
G2. MIEMBROS CON ALMAS CON O SIN ATIESADORES
La Sección G2 trata el tema de la resistencia de corte de almas de secciones H, así como también de almas de perfiles T, que se encuentran solicitados por corte y flexión enelplanodelalma.LasdisposicionesdelaSecciónG2aplicanalcasogeneralquenopermiteunincrementodelaresistenciaalcorteporlaaccióndelcampodetracciones.Conservadoramente,estasdisposicionespuedenseraplicadastambiéncuandonosede-seautilizarlaaccióndecampodetraccionesparaobtenerundiseñoconservador.Noserequiere considerar el efecto de flexión en la resistencia de corte debido a que el efecto esprácticamentedespreciable.
1. Resistencia Nominal al Corte
La resistencia nominal de corte del alma es definida por la Ecuación G2-1, como el pro-ducto del corte de fluencia 0.6 Fy AwyelfactordereduccióndepandeoporCv.
Lasdisposicionesdelcaso(a)enlaSecciónG2.1paramiembrosdeseccióndeHlami-nadoscon h t E F
w y≤ 2 24. sonsimilaresalasanterioresdisposicionesLRFD,conla
excepciónqueelfactorφhasidoaumentadodesde0.90a1.00(conlacorrespondientereduccióndelfactordeseguridaddesde1.67a1.5),deestamanera,seconsiguequeestasdisposicionesseanconsistentesconlasanterioresdisposicionesparaeldiseñoentensiones admisibles.El valor del factor φ de 0.90 se justifica mediante la compara-ción con datos de ensayos experimentales y reconoce que la fluencia en corte presenta consecuenciasmenores,eneldesempeñoglobaldemiembrosdesecciónHlaminada,comparada con aquellas asociadas a la fluencia en tracción y compresión. Este aumento se aplica sólo al estado límite de fluencia de secciones H.
Elcaso(b)delaSecciónG2.1utilizaelfactordereduccióndepandeoporcorte,Cv,quesemuestraenlaFiguraC-G2.1.LacurvaparaCvtienetressegmentos.Paraalmascon h t Ek F
w v y≤ 1 10. ,laresistencianominaldecorteVnestabasadoen
la fluencia en corte del alma, con Cv dado por la Ecuación G2-3. Este límite de h/tw
CAPÍTULO G
DISEÑO DE MIEMBROS EN CORTE
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PAR
TE
16
fue determinado al ajustar la tensión crítica que causa pandeo por corte, Fcr,igualquela tensión de fluencia del alma, Fyw =Fy,en laEcuación35deCooper,Galambo,yRavindra(1978).
Cuando h t Ek Fw v y
> 1 10. ,laresistenciadelalmaalcorteestábasadaenpandeo.Se ha sugerido tomar como límite de proporcionalidad el 80% la tensión de fluencia del alma(Basler,1961).Estecorrespondea h t Ek F
w v y= ( )1 10 0 8. . .
Cuando h t Ek Fw v y
> 1 37. ,laresistenciadelalmasedeterminaapartirdelatensióndepandeoelásticadadaporEcuación6deCooperycolaboradores(1978)yEcuación9-7 de Timoshenko y Gere (1961):
( )( )
2
2212 1v
crw
EkFh t
πν
=− (C-G2-1)
CvenlaEcuaciónG2-5fueobtenidaaldividirFcrenlaEcuaciónC-G2-1por0.6FyAwyusandoE =2.04x106kgf/cm2(200000MPa)yv=0.3.
Se usa una línea recta de transición para Cv (Ecuación G2-4) entre los límites dados por
1 10 1 37. .Ek F h t Ek Fv y w v y
< ≤ .
El coeficiente de pandeo de placa, kν,parapanelessolicitadosporcortepuroconapoyossimplesensuscuatrocarasestádadoporlaEcuación4.24enGalambos(1998).
ka h
a h
a h
v=
+( )
≤
+( )
4 005 34
1
5 344 00
2
2
..
..
para
para aa h >
1
(C-G2-2)
Figura C-G2.1. Coeficiente de pandeo por corte, para Fy =3.520 kgf/cm2 (345 MPa ) y kv = 50
Para propósitos prácticos y sin pérdida de exactitud, estas ecuaciones han sido simplifi-cadas en AASHTO (1998) a la siguiente expresión:
ka h
v= +
( )5
52 (C-G2-3)
Estrechez alma, h/tw
00
0.5
100 200 300
1.0
Coe
ficie
nte
alm
a, C
v
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Cuandolarazóndepanela/hsetornagrande,comoeselcasodealmassinatiesadorestransversales,entonceskv=5.LaEcuaciónC-G2-3aplicasiemprequeexistanalasenambosbordesdelalma.ParavigasdesecciónTelbordelibrenoestárestringidoyparaesasituaciónkv=1.2(JCRC,1971).
LasdisposicionesdelaSecciónG2.1suponenunaumentomonotónicodelascargas.Siun miembro en flexión es sometido a cargas reversibles causando fluencia cíclica sobre unagranpartedelalma, talcomopuedeocurrirenunsismoseverodebenaplicarse,consideracionesespecialesdediseño(Popov,1980).
2. Atiesadores Transversales
Cuando se necesitan atiesadores transversales, estos deben ser suficientemente rígidos para formar un nodo de pandeo a lo largo de la línea del atiesador. Este requisito aplica tanto si laaccióndecampodetraccionesseaplicaono.ElmomentodeinerciarequeridoporelatiesadoreselmismodeAASHTO(1996),peroesdiferentedelafórmulaIst ≥ (h/50)4enla Especificación ASD 1989 (AISC, 1989). La Ecuación G2-5 se deduce en el Capítulo 11deSalmonyJohnson(1996).ElorigendelafórmulaprovienedeBleich(1952).
G3. ACCIÓN DE CAMPO DE TRACCIONES
LasdisposicionesdelaSecciónG3aplicancuandosepretendetomarencuentalare-sistencia mejorada de almas de miembros armados debido a la acción de campo detracciones.
1. Límites al uso del campo de tracciones
Lospanelesdelalmadeunmiembroarmado,delimitadoarribayabajoporlasalasyencadaladoporatiesadorestransversales,soncapacesdetransmitircargasmayoresala carga crítica de “pandeo del alma”. Cuando se alcanza el límite de pandeo teórico del alma,losdesplazamientoslateralesdesarrolladosporelalmasonmuypequeños.Estasdeformacionesnosondeimportanciaestructural,pueslosmiembrostienenotrasformasdedesarrollarresistenciaadicional.
Cuando los atiesadores transversales están adecuadamente espaciados y son suficiente-menteresistentesparaactuarcomobielasencompresión,seformantensionesdemem-branaenelalmacausadaportensionesdecortemayoresalasasociadasalacargadepandeoteóricadelalma,loquesedenominauncampodetraccióndiagonal.Lacombi-naciónresultanteproduceelefectodeunenrejadoPratt,quepermitequesedesarrolleuna resistencia a corte mayor no considerada por la teoría de pandeo lineal.
Elpuntoclaveparaquesedesarrolleelcampode traccionesenelalmadeunavigaeslacapacidaddelosatiesadoresdesoportarcompresióndesdelospanelesdeambosladosdelatiesador.Enelcasodelospanelesextremosexistesólounpanelenunladodelatiesador.Lacapacidaddesoportedelasfuerzasdelcampodetraccionestambiénesreducidacuandolarazóndeaspectodelpanelsetornamuygrande.Porestarazónlaventajadelcampodetraccionesnosepermiteparalospanelesextremosocuandoa/h
excede3.0o( )
2260
wh t
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PAR
TE
16
2. Resistencia Nominal de Corte considerando la Acción del Campo de Tracciones
Los métodos analíticos basados en la acción de campo de tracciones han sido desarro-llados(BasleryThurlimann.1963;Basler,1961)ycorroboradosmedianteunextensivoprogramadeensayos(Basler,Yen,MuelleryThurlimann,1960).LaEcuaciónG3-2estábasadaenestainvestigación.Elsegundotérminoenelparéntesisrepresentaelaumentorelativoderesistenciadecortedepaneldebidoalaaccióndelcampodetracciones.
3. Atiesadores Transversales
Elcomponenteverticaldelafuerzadelcampodetraccionesdesarrolladaenelpaneldelalmadebeserresistidaoporunatiesadortransversal.Ademásdelarigidezrequeridapara permitir que la línea del atiesador sea un punto inmóvil para el panel en pandeo, como se indica en la Sección G2.2, el atiesador debe también tener un área suficien-temente grande para resistir la reacción del campo de tracciones. La Ecuación G3-3usualmenteeslaquecontrolaeldiseñodeatiesadores.
G4. ÁNGULOS SIMPLES
Lastensionesdecorteenmiembrosdeángulosimplesonelresultadodelgradientedemomento de flexión a lo largo de su longitud (corte en flexión) y del momento torsional.
La tensión elástica máxima debido a corte en flexión es
fV
btvb=
1 5.(C-G4-1)
dondeVbeselcomponentedelafuerzadecorteparalelaalaladelánguloconanchobyespesort.Latensiónesconstanteentodosuespesor,ydebesercalculadoparaambasalas para determinar el máximo. El coeficiente 1.5 es el valor calculada para ángulos de alasigualesalolargodesuejeprincipal.Paraángulosdealasigualescargadosalolargode uno de sus ejes geométricos, el factor es 1.35. Factores entre estos dos límites pueden sercalculadosconservadoramentedelaexpresiónVbQ/Itpara,deestamanera,deter-minarlatensiónmáximaenelejeneutro.Alternativamente,sisóloseconsideracorteen flexión, una tensión de corte por flexión uniforme en el ala de Vb/btpuedeserusadadebidoalcomportamientoinelásticodelmaterialylaredistribucióndetensiones.
Cuandoelángulonoestáarriostradolateralmentecontraelgiro,seproduceunmomentotorsionaligualalproductodelacargaaplicadatransversalmenteporladistanciaperpen-dicularalcentrodecorte,queeselpuntodeinterseccióndelosejesdelasdosalas.Haymomentos torsionales resistidos por dos tipos de tensiones de corte: torsión pura (Tor-sióndeSt.Venant)ytorsiónocasionadaporelalabeo[verSeaburgyCarter(1997)].Lastensionesdecortedebidoalalabeorestringidosonpequeñascomparadasconlatorsiónde St. Venant (típicamente menor al 20%) y pueden ser despreciadas para propósitos prácticos.Elmomento torsionalaplicadoesentoncesresistidopor tensionesdecortepuroquesonconstantesalolargodelanchodelala(exceptopararegioneslocalizadasenelextremodelala),yelvalormáximopuedeseraproximadopor
3T Tv
M t MfJ At
= = (C-G4-2)
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16-360 COMENTARIOS
donde
J =constantetorsional(aproximadamente Σ bt3 3( ) cuandonosedispone detablasconlosvalorescalculadosconanterioridadA =áreadelaseccióntransversaldelángulo
Paraelestudiodelosefectosdealabeo,verGjelsvik(1981).Losmomentostorsionalesdebidosalascargastransversalesnoarriostradaslateralmentetambiénproducentensio-nes normales de alabeo que son sobre impuestas a las tensiones de flexión. Sin embargo, puestoquelaresistenciaalalabeodeángulossimplesesrelativamentepequeña,esteefecto de flexión adicional, al igual que el efecto de corte por alabeo, para propósitos prácticospuedeserdespreciado.
G5. TUBOS RECTANGULARES
LasdosalmasdeuntuborectangularresistencortedelamismaformaqueelalmasimpledeunavigaconsecciónH,yporlotanto,lasdisposicionesdelaSecciónG2aplican.
G6. TUBOS REDONDOS
Sedisponedepocainformaciónparaseccionescerradasredondassolicitadasporcortetransversalylasrecomendacionesestánbasadasendisposicionesparapandeolocaldecilindrosdebidoa torsión.Sinembargo,puestoque la torsiónesgeneralmentecons-tantealolargodelalongituddelmiembroyelcortetransversalusualmenteposeeungradiente, se recomienda tomar la tensión crítica para corte transversal como 1.3 veces la tensión crítica por torsión (Brockenbrough y Johnston, 1981; Galambos, 1998). Las ecuacionesdetorsiónaplicansobrelalongitudcompletadelmiembro,peroparacortetransversalesrazonableusarlalongitudentrelospuntosdefuerzadecortemáximaycero.Sólolasseccionescerradasdelgadaspuedenrequerirunareducciónenlaresis-tencia al corte basada en primera fluencia en corte. Incluso en este caso, el corte sólo gobiernaeldiseñodeseccionescerradascircularesparaelcasodeseccionesdelgadasconvanoscortos.
En la ecuación de resistencia nominal de corte, Vn, de secciones cerradas redondas,sesuponequelatensióndecorteenelejeneutro,calculadocomoVQ/Ib,esFcr.ParaseccionesredondasdelgadasconunradioRyespesort,I = R3t,Q=2R2tyFcr.EstoentregalatensiónenelcentroidecomoV/Rt,dondeeldenominadorcorrespondealamitaddeláreadelaseccióncerradaredonda.
G7. CORTE EN EL EJE DÉBIL EN PERFILES CON SIMETRÍA SIMPLE Y DOBLE
La resistencia nominal de corte para secciones H con simetría simple y doble es contro-lada por las ecuaciones de la Sección G2 con un coeficiente de pandeo de placa igual akv= 1.2,lamismausadaparaalmasdeseccionesT.Laesbeltezdeplacamáximade
perfiles laminados es (bf/2tf)=13.8,yparaFy=7040kgf/cm2(690MPa)elvalorlímite
estádadoporlafórmula1 10 1 101 2 200 000
69020 5. .
. ..
k E
Fv
y
=×
= .EntoncesCν=1.0excepto
para perfiles armados con alas muy esbeltas.
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PAR
TE
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G8. VIGAS CON ABERTURAS EN EL ALMA
Enalgunoscasosesnecesariorealizaraberturasenelalmaenmiembrosestructuralesdepiso,loscualespuedenserusadosparaacomodarinstalacionesmecánicas,eléctricasyotras. Los estados límite resistentes, incluyendo el pandeo local del ala en compresión o del alma, pandeo local o fluencia de la zona de compresión de secciones T bajo o sobre laabertura,pandeolateraleinteracciónmomento-corte,ocondicióndeserviciopuedencontrolar el diseño de miembros en flexión con aberturas en el alma. La ubicación, tama-ño y número de las aberturas son importantes y para ellos han sido identificados valores límites empíricos. Un procedimiento general para estimar estos efectos y el diseño de cualquierrefuerzotantoparavigadeaceroocompuestasesdadoenASCE Specification for Structural Steel Beams with Web Openings (ASCE,1999),losfundamentossepue-denencontrarendiversaspublicaciones,comoporejemploDarwin(1990),ASCE Task Commitee on Design Criteria for Composite Structures in Steel and Concrete (1992)yASCE Task Commitee on Design Criteria for Composite Structures in Steel and Con-crete(1992a).
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16-362 COMENTARIOS
CAPÍTULO H
DISEÑO DE MIEMBROS PARA FUERZAS COMBINADAS Y TORSIÓN
Los Capítulos D, E, F y G de esta Especificación abarcan el diseño de miembros solicitados solamente a un tipo de solicitación: tracción axial, compresión axial, flexión y corte, respectiva-mente. El Capítulo H comprende el diseño de miembros sujetos a la combinación de dos o más de las solicitaciones individuales definidas arriba, así como también a la posibilidad de solici-taciones adicionales debido a torsión. Las disposiciones caen en dos categorías: (a) la mayoría deloscasosquepuedensertratadosporunaecuacióndeinteracciónqueinvolucralasumaderazonesentrelaresistenciarequerida(demanda)ylaresistenciadisponible(capacidad);y(b)loscasosdondelastensionesdebidoalassolicitacionesaplicadassonsumadasycomparadascon tensiones límites de pandeo o fluencia. Los ingenieros estructurales deberán consultar las disposicionesdelasSeccionesH2yH3solamenteencasosdeocurrenciapocofrecuente.
H1. MIEMBROS CON SIMETRÍA SIMPLE Y DOBLE SOLICITADOS POR FLEXIÓN Y CARGA AXIAL
1. Miembros con Simetría Doble y Simple en Flexión y Compresión
LaSecciónH1contiene lasdisposicionesdediseñoparamiembrosprismáticosbajoflexión y compresión combinadas y bajo flexión y tracción combinadas para secciones con simetría doble y simple. Las disposiciones de la Sección H1 aplican típicamen-te para perfiles laminados de ala ancha, canales, doble T tubos redondos, cuadrados y rectangulares, secciones sólidas redondas, cuadradas, rectangulares,ydiamantes,ycualquier posible combinación de perfiles con simetría doble y simple fabricados con planchas y/o perfiles por soldadura o pernos. Las ecuaciones de interacción acomodan flexión en torno a uno o ambos ejes principales así como también compresión y tracción axial.
En 1923, la primera especificación AISC requería que las tensiones debido a flexión y compresiónfueransumadasyquelasumanoexcedieraelvaloradmisible.Laprimeraecuación de interacción apareció en la Especificación de 1936, estipulando que “los miembros sujetos tanto a tensión axial y flexión debían ser dimensionados de manera
talquelacantidad a b
a b
f fF F+ noexcedieralaunidad”, donde FayFbcorrespondenalas
tensiones admisibles axial y de flexión permitidas por esta Especificación, y fa y fbson las tensiones de trabajo correspondientes a la fuerza axial y el momento de flexión, respectivamente. Esta ecuación de interacción lineal se utilizó hasta la Especificación de 1961, cuando fue modificada para tomar en cuenta los efectos de la estabilidad de marcoyP-δ , o flexión secundaria entre los extremos del miembro (Ecuación C-H1-1). ElefectoP - ∆, o el momento de flexión de segundo orden debido al desplazamiento de entrepiso,nofuetomadoenconsideraciónenesaoportunidad.
f
F
C f
f
FF
a
a
m b
a
eb
+−
≤1
1 0.(C-H1-1)
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COMENTARIOS 16-363
PAR
TE
16
LatensiónaxialadmisibleFasedeterminaparaunalongitudefectivaqueesmayorque
launidadparamarcosdemomento.Eltérmino1
1 a
e
fF
− es la amplificacióndelmomento
intermediodebidoaladeformadadelmiembromultiplicadaporlacargaaxial(elefectoP-δ).El factorCm tomaencuentaelefectodelgradientedemomentos.Estaecua-ción de interacción ha sido parte de todas las ediciones posteriores de la Especificación AISC-ASDdesde1961.
Un nuevo alcance para la interacción de flexión y fuerzas axiales fue introducido en la Especificación AISC LRFD de 1986 (AISC, 1986). A continuación se presenta una ex-plicación de la teoría detrás de las curvas de interacción utilizadas. Las ecuaciones
P
P
M
My
pc
p
+ =8
91 0. para
P
Pu
y
≥ 0 2.
(C-H1-2)
P
P
M
My
pc
p2
1 0+ = . paraP
Pu
y
< 0 2.
definen una curva límite inferior para la de interacción adimensional de la resistencia axialP/Py y de flexión M/Mp para columnas cortas de ala ancha compactas flectadas en tornoasueje x. La sección se supone completamente en fluencia en tracción y compre-sión. El símbolo Mpceslaresistenciademomentoplásticodelasecciónsolicitadaporlacargaaxial.LacurvarepresentadaporlaEcuaciónC-H1-2prácticamentesesobreponea la curva analítica exacta para la flexión en torno al eje fuerte de un perfil W200x46,1 (W8x31) (ver Figura C-H1.1). Las ecuaciones para la capacidad exacta de fluencia de un perfil de ala ancha son (ASCE, 1971): para ( )2
0 w f
y
t d tPP A
−≤ ≤
22
14
ypc
p w x
PAPM
M t Z
= −
(C-H1-3)
para
( )21w f
y
t d t PA P−
< ≤
1 1
2 2y ypc
p x f
P PA AP PM
dM Z b
− − = −
La ecuación que aproxima la resistencia de fluencia promedio de perfiles de ala ancha es
M
M
P
Ppc
p y
= −
≤1 18 1 1. (C-H1-4)
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16-364 COMENTARIOS
Figura C-H1.1. Curvas de interacción de columnas cortas: momento plástico versus carga axial para perfiles de ala ancha, flexión en el eje fuerte
[W200x46,1 (W8x31), Fy =3 520 kgf/cm2 (345 MPa )].
Las curvas en la Figura C-H1.2 muestran las curvas de interacción por fluencia exacta y aproximada para perfiles de ala ancha en flexión en torno al eje y,ylascurvasexactaspara perfiles sólidos rectangulares y redondos. Es evidente que las curvas de interacción de límite inferior del AISC son muy conservadoras para estos perfiles.
La idea de presentar la resistencia de vigas-columnas cortas fue con el propósito deextenderlaavigas-columnasrealesconlongitudesreales,normalizandolaresistenciadeflexión requerida, Mu,delavigarespectodelaresistencianominaldelavigasincargaaxial,Mn,eigualmenteparalaresistenciaaxialrequerida,Pu,respectodelaresistencianominal de la columna sin momento de flexión, Pn.Estereacomododelosresultadosproduceunatraslaciónyrotacióndelacurvadeinteracciónoriginalparacolumnascor-tas,talcomoseveenlaFiguraC-H1.3.
Figura C-H1.2. Curvas de interacción de columnas cortas: momento plástico versus carga axial para secciones sólidas redondas y rectangulares
y para perfiles de ala ancha, flexión en el eje débil.
Curva Promedio Aproximadapara Perfiles H
Momento de Flexión Normalizado Mpc / Mp
Momento de Flexión Normalizado, Mpc / Mp
Curva Promedio Aproximada paraPerfiles H en torno a eje menor
Flexión Exacta en torno aeje menor de perfil H
Car
ga A
xial
Nor
mal
izad
a, P
/ P
yC
arga
Axi
al N
orm
aliz
ada,
P/
Py
Perfil Circular Sólido
Perfil Rectangular Sólido
Ecuación H1-1
0.6
0.6
0.4
0.4
0.2
0.2
0.8
0.8
1.0
1.0
0.0
0.6
0.4
0.2
0.8
1.0
0.0
0.0
0.60.40.2 0.8 1,00.0
Ecuación H1-1
W8x31, “Exacta”
Curva Promedio Aproximadapara Perfiles H
Momento de Flexión Normalizado Mpc / Mp
Momento de Flexión Normalizado, Mpc / Mp
Curva Promedio Aproximada paraPerfiles H en torno a eje menor
Flexión Exacta en torno aeje menor de perfil H
Car
ga A
xial
Nor
mal
izad
a, P
/ P
yC
arga
Axi
al N
orm
aliz
ada,
P/
Py
Perfil Circular Sólido
Perfil Rectangular Sólido
Ecuación H1-1
0.6
0.6
0.4
0.4
0.2
0.2
0.8
0.8
1.0
1.0
0.0
0.6
0.4
0.2
0.8
1.0
0.0
0.0
0.60.40.2 0.8 1,00.0
Ecuación H1-1
W8x31, “Exacta”
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PAR
TE
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Lasecuacionesnormalizadascorrespondientesalaviga-columna,incluidoslosefectosde longitud, se muestran en la Ecuación C-H1-5:
P
P
M
Mu
n
u
n
+ =8
91 0. para
P
Pu
n
≥ 0 2.
(C-H1-5)
P
P
M
Mu
n
u
n2
1 0+ = . paraP
Pu
n
< 0 2.
Figura C-H1.3. Curvas de interacción para vigas-columnas cortas y vigas-columnas.
Lasecuacionesdeinteracciónsondiseñadasparasermuyversátiles.Lostérminoseneldenominador fijan los puntos finales de la curva de interacción. La resistencia nominal de flexión, Mn, se determina por las disposiciones respectivas del Capítulo F. Constitu-yen una envolvente para los estados límite de fluencia, pandeo lateral-torsional, pandeo localdelalaypandeolocaldelalma.
Eltérminoaxial,Pn, es controlado por las disposiciones del Capítulo E, y puede usarse para columnas compactas o esbeltas, así como también para los estados límite de pandeo en torno al eje fuerte y débil, y pandeo torsional y flexo-torsional. Además, Pnsecalculapara la longitudefectiva aplicablede la columna,demanerade tomar en cuenta losefectosdeestabilidaddemarco,cuandoseusanlosprocedimientosdelaSecciónC.2-1aySecciónC.2-1bparadeterminarlosmomentosyfuerzasaxialesrequeridos.Estosmo-mentos y fuerzas axiales incluyen la amplificación debido a efectos de segundo orden.
Lautilidaddelasecuacionesdeinteracciónesmejoradaaúnmásporelhechodequetambién permite la consideración de flexión biaxial.
2. Miembros con Simetría Doble y Simple en Flexión y Tracción
La Sección H1.1 considera el caso más frecuente en diseño: miembros bajo flexión y compresión axial. La Sección H1.2 abarca los casos menos frecuentes de flexión y trac-
Car
ga A
xial
Req
uerid
a, P
u
Resistencia de Flexión Requerida, Mu
Viga-Columna
Viga-Columna
MpMn
Py
Pn
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16-366 COMENTARIOS
ción axial. Debido a que la tracción axial aumenta en cierto grado la rigidez de flexión del miembro, la Sección H1.2 permite el aumento del término de flexión en las ecuacio-
nesdeinteracciónenproporciónalvalor 1 u
ey
PP
+ .
3. Miembros con Simetría Doble en Flexión Simple y Compresión
LaecuacióndeinteracciónlinealC-H1-5esconservadoraparaloscasosdondeelestadolímite para tensión axial es el pandeo fuera del plano y el estado límite de flexión es pandeolateral-torsionalparaseccionesdealaanchadoblementesimétricasconmomen-toaplicadoentornoalejex(Galambos,1998).LaSecciónH1.3entregaunaecuaciónopcionalparatalesviga-columnas.
LasdoscurvasenlaFiguraC-H1.4ilustranladiferenciaentrelasecuacionesdeinterac-ciónbilinealyparabólicaparaelcasodeunaviga-columnaW27x84segúnladenomi-nación AISC (equivalente a W690x125 en milímetros).
Figura C-H1.4. Comparación entre ecuaciones de interacción bilineal (Ecuación H1-1) y parabólico (Ecuación H1-2)[W27x84 (denominación AISC),
Fy =3 520 kgf/cm2 (345MPa ),Lb=3.05m,Cb=1.75]
La relaciónentre lasEcuacionesH1-1yH1-2se ilustraen lasFigurasC-H1.5 (paraLRFD)yC-H1.6(paraASD).Lascurvasrelacionanlacargaaxialrequerida,P(orde-nada), y el momento de flexión requerido, M(abscisa),cuandolasecuacionesdeinte-racciónH1-1yH1-2sonigualesalaunidad.LosvalorespositivosdePsoncompresiónylosvaloresnegativossontracción.LascurvassonparamiembrosW16x26(denomi-naciónAISC),[Fy=3520kgf/cm2(345MPa)]con3mdelongitud.Lacurvasólidaesparacomportamientoenelplano,osea,seconsideranarriostramientoslateralesparaprevenirelpandeolateral-torsional.LacurvapunteadarepresentalaEcuaciónH1-1paraelcasocuandonoexistearriostramientolateralentrelosextremosdelaviga-columna.
Enlaregióndetracciónaxial, la curva es modificada por el término 1 u
ey
PP
+ ,talcomo
lopermitelaSecciónH1.2.LacurvasegmentadaeslaEcuaciónH1-2.Paraunafuerzade
Razón Resistencia Flexión Viga-Columna, Mu /Mp
Raz
ón R
esis
tenc
ia A
xial
Vig
a-C
olum
na, P
u /P
y
0.75
0.75 1.0
0.5
0.5
0.25
0.25
0.0
0.0
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COMENTARIOS 16-367
PAR
TE
16
compresiónotracciónaxialdada,laecuaciónanteriorpermiteunmayorvalordemomentode flexión sobre gran parte de su rango de aplicabilidad.
Figura C-H1.5. Vigas-columnas bajo fuerza axial de compresión y tracción (tracción se muestra como valor negativo) (LRFD)
[W16x26 (denominación AISC), Fy = 3 520 kgf/cm2 (345 MPa), Lb = 3.05 m].
H2. MIEMBROS ASIMÉTRICOS Y OTROS MIEMBROS SOMETIDOS A FLEXIÓN Y CARGA AXIAL
LasdisposicionesdelaSecciónH1aplicanparavigas-columnasconseccionesconsi-metría doble o simple. Sin embargo, existen muchas secciones que son asimétricas, tales comoángulosdealasdesigualesycualquiertipodeseccionesquepuedanserfabrica-das.Paraestassituaciones laecuaciónde interacciónde laSecciónH1puedenoser
apropiada.Laecuaciónlinealf
F
f
F
f
Fa
a
bw
bw
bz
bz
+ + ≤1 0. proveeunaformaconservadoray
simpleparatratarcontalesproblemas.Lasletrasminúsculasf correspondenalatensiónaxial y de flexión requeridas, calculadas mediante análisis elástico de la estructura some-tidaalascargasaplicables,incluyendoefectosdesegundoordencuandocorresponda,lastensionesenletrasmayúsculasFsonlasresistenciasdisponiblesexpresadascomotensiones admisibles correspondientes al estado límite de fluencia o pandeo. Los subín-diceswyz se refieren a los ejes principales de la sección asimétrica. Esta Especificación dalaopciónalingenieroestructuralparausarlaecuacióndeinteraccióndelaSecciónH2 para secciones transversales que pueden calificar para una aplicación más liberal de laecuacióndeinteraccióndelaSecciónH1.
La ecuaciónde interacción,EcuaciónH2-1, aplica igualmentepara el casodonde lacargaaxialesdetracción.
Resistencia Flexión de Diseño, φMn (kN-m)
Resistencia Flexión de Diseño, φMn (kip-in.)
Car
ga A
xial
de
Dis
eño,
φP
n (k
ips)
Car
ga A
xial
de
Dis
eño,
φP
n (k
N)
Resistencia en el plano, Ecuación H1-1Resistencia fuera del plano, Ecuación H1-1Resistencia fuera del plano, Ecuación H1-2
φPnx
φPy
φMn φMp
0
0
1000
1000
1000
2000
200
25001500
1500
300
-300
200
-200
100
-100
0
400
-4001500
500
100
500
500
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16-368 COMENTARIOS
Figura C-H1.6. Vigas-columnas bajo fuerza axial de compresión y tracción (tracción se muestra como valor negativo) (ASD)
[W16x26 (denominación AISC), Fy =3 520 kgf/cm2 (345 MPa), Lb = 3.05 m].
H3. MIEMBROS SOMETIDOS A TORSIÓN Y COMBINACIÓN DE TORSIÓN, FLEXIÓN, CORTE Y/O CARGA AXIAL
LaSecciónH3proveelasdisposicionesparaloscasosnocubiertosenlasdosseccionesprevias.LasprimerasdospartesdeestaSecciónabarcaneldiseñodemiembrosdesec-cióntubular,ylaterceraparteesunadisposicióngeneralorientadaaloscasosdondeseencuentratorsiónjuntoatensionesnormalesydecorte.
1. Resistencia Torsional de Tubos Redondos y Rectangulares
Lostubossonusadosfrecuentementeenconstruccióndemarcosespacialesyenotrassituaciones donde los momentos torsionales significativos deben ser resistidos por estos miembros. Debido a la condición de sección cerrada, el tubo es mucho más eficiente en resistirlatorsiónqueunasecciónabiertatalcomounasecciónHouncanal.Mientrasque las tensiones normal y de corte debido al alabeo restringido son usualmente signifi-cativas en perfiles de sección abierta, son insignificantes en secciones cerradas. Se puede suponerqueelmomentotorsionaltotalesresistidoportensionesdecorteocasionadasportorsiónpura.Estassonreferidasusualmenteenlaliteraturacomotensionestorsio-nalesdeSt.Venant.Latensióndecorteportorsiónpuraenseccionestubularessesuponeuniformementedistribuida a lo largo de la pared de la sección y es igual al momento torsional, Tu,divididoporlaconstantedecortetorsionaldelasección,C. En un formato de estado lí-
Resistencia Flexión Admisible, Mn /Ω (kip-in.)
Resistencia Flexión Admisible, Mn /Ω (kN-m)
20 40 60 80 100 120 1400
0 400
400
1200 1400600 800 1000200
300
-100
-200
-300
0
300
Resistencia en el plano, Ecuación H1-1
Resistencia fuera del plano, Ecuación H1-1
Resistencia fuera del plano, Ecuación H1-2
Car
ga A
xial
Adm
isib
le, P
n /Ω
(Kip
s)
Car
ga A
xial
Adm
isib
le, P
n /Ω
(kN
)
0
-1000
1500
500
-500
Py /Ω
Pnx /Ω
Pnx /Ω
Mn /Ω
Mp /Ω
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COMENTARIOS 16-369
PAR
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mite,laresistenciatorsionalnominaleslaconstantedecortemultiplicadaporlatensióncrítica de corte, Fcr.
Paratubosredondos,laconstantedecortetorsionalesigualalmomentodeinerciapolardivididoporelradio,locualentrega
( )2
2t D t
Cπ −
= (C-H3-1)
Paratubosrectangulares,laconstantedecortetorsionalesobtenidacomo2t Aousandola analogía de membrana (Timoshenko, 1956), donde Ao es el área encerrada por la línea centraldelasección.Sisesuponeconservadoramenteunradiodecurvaturadeesquinaexteriorde2t , el radio de curvatura de la línea central es 1.5ty
(C-H3-2)
queresultaen
( )( ) ( )32 4.5 4C t B t H t t π= − − − − (C-H3-3)
Elfactordereduccióndelaresistenciaφ y el factor de seguridad Ω son los mismos que para corte por flexión del Capítulo G.
Cuandoseconsiderapandeolocalentubosredondossometidosatorsión,muchosdelosmiembrosestructuralesserándelongitudmoderadaolargaporloquelasdisposicionesparacilindroscortosnoaplican.Laresistenciaalpandeolocalelásticodecilindroslar-gos no resulta afectada por las condiciones en sus extremos y la tensión crítica es la dada porGalambos(1998),como
FK E
Dt
crt=
3
2 (C-H3-4)
ElvalorteóricodeKtes0.73peroserecomiendaunvalorde0.6paratomarencuentalasimperfeccionesinicialesdelmiembro.Schilling(1965)yGalambos(1998)suminis-tranlasiguienteecuaciónparalatensióndepandeolocalelásticaparatubosredondosdemoderadalongitud(L>5.1D2/t)cuyosextremosnoseencuentranrestringidoscontrala rotación:
FE
Dt
LD
cr=
1 235
4
.
(C-H3-5)
Laecuaciónincluyeun15%dereducciónparatomarencuentalasimperfeccionesini-cialesdelmiembro.Enestaecuaciónseincluyeelefectodelongitudparalacondicióndeapoyosimple,ysedespreciaelaumentoaproximadode10%enlaresistenciaalpan-deo para bordes fijos en los extremos. Una limitación adicional es que no sea excedida la resistencia de fluencia encorte,0.6Fy.
Lasdisposicionesparalatensión crítica de tubos rectangulares son idénticas a las dis-posiciones de corte por flexión de la Sección G2 con el coeficiente de pandeo por corte igualakv=5.0.Ladistribucióndecortedebidoatorsiónesuniformeenlosladoslargos
( )( ) ( )2 9 44oA t B t H t
π−= − −( )( ) ( )2 9 4
4oA t B t H tπ−
= − −
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16-370 COMENTARIOS
deltuborectangular,yestaeslamismadistribuciónquesesuponedebeexistirenelalmadevigasdeseccióndealaancha.Porlotanto,esrazonablequelasdisposicionesparapandeoseanlasmismasenamboscasos.
2. Tubos sometidos a Combinación de Torsión, Corte, Flexión y Carga Axial
Haymuchasecuacionesdeinteracciónquehansidopropuestasenlaliteraturaparalascombinacionesdecargaqueproducentensiónnormalydecorteenconjunto.Unaformacomún, es la combinación elíptica con la suma de los cuadrados (Felton y Dobbs, 1967) de la tensión normal y la tensión de corte:
2 2
1v
cr vcr
ffF F
+ ≤
(C-H3-6)
En una segunda forma, la razón de las tensiones normales está elevada a la primera potencia:2
1v
cr vcr
ffF F
+ ≤
(C-H3-7)
La formamás recienteesun tantomásconservadora,peronopormucho (Schilling,1965), y esta forma es la usada en esta Especificación:
P
P
M
M
V
V
T
Tr
c
r
c
r
c
r
c
+
+ +
≤
2
1 0. (C-H3-8)
donde los términos con subíndice rrepresentanlasresistenciasrequeridasylostérminoscon subíndice ccorrespondenalasresistenciasdisponibles.Efectosnormalesdebidoala flexión y carga axial son combinados linealmente y luego combinados con el cuadrado de la combinación lineal entre efectos de corte por flexión y torsión. Cuando se presenta el efecto de carga de compresión axial, la resistencia requerida de flexión, Mc,debeserdeterminadamedianteunanálisisdesegundoorden.
3. Resistencia de Miembros No Tubulares bajo Torsión y Tensiones Combinadas
Estaseccióncubretodoslosotroscasosnocubiertosanteriormente.Ejemplossonvi-gas-grúasarmadasdesecciónasimétricaymuchosotrostiposdeseccionesarmadasconforma irregular.Las tensiones requeridassondeterminadasmedianteanálisiselásticobasado en las teorías establecidas en la mecánica estructural. Los tres estados límite a considerar y las respectivas tensiones disponibles son:
(1) Fluenciabajotensiónnormal-Fy(2) Fluenciabajotensióndecorte-0.6Fy(3) Pandeo-Fcr
En muchos de los casos es suficiente considerar las tensiones normales y de corte separa-damenteporquelosvaloresmáximosraramenteocurrenenelmismolugarenlaseccióno a lo largodel elemento.SeaburgyCarter (1997) entreganuna completadiscusiónsobre análisis torsional de perfiles abiertos.
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PAR
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CAPÍTULO I
DISEÑO DE MIEMBROS DE SECCIÓN COMPUESTA
El Capítulo I incluye extensos cambios técnicos y de formato así como también significativo nuevo material en relación con ediciones previas a la Especificación. Los mayores cambios técnicosconsistenennuevasdisposicionesdediseñoparacolumnascompuestas(SecciónI2),queahoraincluyennuevosmodelosderesistenciadelaseccióntransversal,disposicionesparadiseño en tracción y en corte, y una liberación de los límites de esbeltez para perfiles tubulares. Otroscambiostécnicosimportanteshansidorealizadosenlasdisposicionesderesistenciadelosconectoresdecorte(SecciónI3.2d);elusodeunmodeloderesistenciaúltimaparaeldiseñoASDdevigascompuestas(SecciónI3.2);ynuevaslimitacionesdematerial(SecciónI1.2).
Los principales cambios de formato en el Capítulo I incluyen la eliminación de la anterior Sec-ción I1 “Hipótesis de Diseño y Definiciones”. Los contenidos de esa Sección han sido transferi-dos al Glosario, a la sección de notación u otras ubicaciones en la Especificación, y la sección ha sidoreemplazadaporunasecciónsobreDisposicionesGenerales.Otroscambiosdeformatosonlos siguientes: la separación del diseño de columnas compuestas en distintas disposiciones para seccionesembebidasenconcretoyrellenasdeconcreto;laincorporacióndelaprimeraSecciónI5 “Conectores de Corte” en la actual Sección I3. Además, se han eliminado las extensas notas históricas que había en el Comentario de ediciones previas de la Especificación, en relación con eldesarrollodelaspresentesdisposicionesdediseñocompuesto,debidoaqueesematerialesampliamenteconocido.
I1. DISPOSICIONES GENERALES
Eldiseñodeseccionescompuestasrequierelaconsideracióndelcomportamientotantodelacerocomodelconcreto.Estasdisposicionesfuerondesarrolladasconlaintenciónde minimizar los conflictos entre las actuales disposiciones de diseño de acero y de concreto así como también entregar el debido reconocimiento de las ventajas que pre-senta el diseño compuesto. Como resultado de este esfuerzo de disminuir conflictos, esta Especificación ahora utiliza el enfoque de resistencia de la sección transversal en el diseño de columnas, lo cual es consistente con la metodología utilizada en diseño deconcretoreforzado(ACI,2002).Además,esteenfoquepermitedaruntratamientoconsistentedelasresistenciasdelasseccionestransversalestantoparacolumnascomovigascompuestas.
Esta Especificación supone que el usuario está familiarizado con las especificaciones dediseñodeconcretoreforzadotalescomoACI(2002)yquenorepitemuchasdelasdisposicionesquesenecesitanparaeldiseñodelapartecorrespondientealconcreto,en aspectos tales como especificaciones de material, anclaje, longitudes de empalmes y disposicionesdecorteytorsión.
Las disposiciones en el Capítulo I abarcan el diseño por resistencia de las secciones compuestassolamente.Elingenieroestructuralnecesitaconsiderarlascargasresistidasporlaseccióndeacerosolamentecuandosedeterminanlosefectosdecargadurantelafasedeconstrucción.Elingenieroestructuraltambiénnecesitaconsiderarlasdeforma-
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16-372 COMENTARIOS
cionesalolargodelavidadelaestructuraylasecciónapropiadaparadichasdeforma-ciones. Cuando se consideran estos estados límite, debe prestarse la debida atención a los cambios de largo plazo debido a la fluencia lenta y la retracción del concreto, adicio-nalesalastensionesydeformacionesnormalesdecortoplazooinstantáneas.
1. Resistencia Nominal de Secciones CompuestasLaresistenciadeseccionescompuestasdebesercalculadabasadaencualquieradelosdos métodos presentados en esta Especificación. El primero es el método de compatibi-lidaddelasdeformaciones,queentregaunmétododecálculogeneral.Elsegundoeselmétododeladistribucióndetensionesplásticas,queesunsubconjuntodelmétododecompatibilidaddedeformaciones.Setrataprimeroelmétododedistribucióndetensio-nesplásticasdebidoaqueesunmétododecálculosimpleyconvenienteparalamayorcantidaddesituacionescomunesdediseño.
1a. Método de Distribución de las Tensiones Plásticas
Elmétododedistribucióndelastensionesplásticasestábasadoenlahipótesisdede-formaciónlinealatravésdelasecciónycomportamientoelasto-plástico.Suponequeelconcretohaalcanzadosuresistenciadeaplastamientoaunadeformaciónde0.003yunatensión correspondiente (típicamente 0.85f 'c)deunbloquedetensionesrectangular,yque el acero ha excedido su deformación de fluencia, típicamente tomada como Fy/Es.
Laresistenciadelasecciónparadiferentescombinacionesdecargaaxialymomentodeflexión, para secciones típicas de columna compuesta, puede ser determinada sobre la basedeestassimpleshipótesis.EldiagramadeinteracciónparamomentoycargaaxialdeunaseccióncompuestabasadaendistribucióndetensionesplásticasessimilaraladeunaseccióndeconcretoreforzadocomolomuestralaFiguraC-I1.1.Enelcasodesecciones embebidas en concreto, puede tomarse, como simplificación conservadora, una línea poligonal de interacción entre cuatro o cinco puntos fijos, dependiendo del eje de flexión (Roik y Bergmann, 1992; Galambos, 1998). Estos puntos son identificados comoA,B,C,DyEenFiguraC-I1.1.
Fig. C-I1.1. Comparación entre envolventes momento-carga axialexacta y simplificada.
Elmétododelastensionesplásticasparacolumnas,suponequenoocurredeslizamientoentreelaceroylapartedeconcretoyquesecumplenlasrazonesdeesbeltezlocalre-queridas para prevenir pandeo local hasta que tenga lugar una fluencia extendida en toda lasección.Diversosensayosyanálisishanmostradoqueestassuposicionessonrazo-
B B
Momento, M Momento, M
Co
mp
resi
ón
Axi
al, P
Co
mp
resi
ón
Axi
al, P
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COMENTARIOS 16-373
PAR
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nables en estado límite último, tanto para secciones de acero embebidas con conectores de corte como para perfiles tubulares que cumplan con estas disposiciones (Galambos, 1998;Hajjar,2000;ShanmugamyLakshmi,2001).Paratuboscirculares,estasdispo-sicionespermitenelaumentodelatensiónúltimadelconcretoa0.95f 'cparatomaren cuenta los efectos beneficiosos de la acción de restricción circunferencial debido al confinamiento transversal (Leon y Aho, 2002).
Basadoenhipótesissimilares,peropermitiendoeldeslizamientoentrelavigadeaceroy la losa compuesta, pueden derivarse expresiones simplificadas para secciones típicas deviga compuesta.Estrictamentehablando, estasdistribucionesnoestánbasadas endeslizamiento,sinoqueenlaresistenciadelaconexióndecorte.Sesuponeinteraccióncompleta si la resistencia de conexión de corte excede: (a) la resistencia de fluencia entraccióndelaseccióndeaceroolaresistenciadecompresióndelalosadeconcre-tocuando lavigacompuestaescargadaenmomentopositivo,o (b) la resistenciadefluencia en tracción de las barras de refuerzo longitudinal en la losa o la resistencia de compresióndelaseccióndeacerocuandosecargaenmomentonegativo.Sisedispo-ne de conectores de corte en un número suficiente para desarrollar completamente la resistencia de flexión, cualquier deslizamiento que ocurra previo a la fluencia tiene un efectodespreciableenelcomportamiento.Cuandonosepresentainteraccióncompleta,sedicequelavigaposeeunacolaboraciónparcial.Losefectosdedeslizamientoenlaspropiedadeselásticasdeunavigacompuestaconcolaboraciónparcialpuedensersigni-ficativos y deben tomarse en cuenta si resultan importantes para el cálculo de las flechas ytensionesparacargasdeservicio.LaspropiedadeselásticasaproximadasdevigasconcolaboraciónparcialsedanenlaSecciónI3delComentario.
1b. Método de Compatibilidad de Deformaciones
LosprincipiosusadosparacalcularlaresistenciadelasecciónenlaSecciónI1.1apue-dennoseraplicablesparatodaslassituacionesdediseñooseccionesposibles.Comounaalternativa,laSecciónI1.1bpermiteelusodeunmétodogeneralizadodecompati-bilidaddedeformacionesquepermiteelusodecualquiermodelodetensión-deforma-ciónrazonableparaelaceroyelconcreto.
2. Limitaciones del Material
Las limitaciones al material dado en la Sección I1.2 reflejan el rango de propiedades disponiblesdelmaterialobtenidasdeensayosexperimentales(Galambos,1998;Hajjar,2000;ShanmugamyLakshmi,2001;LeonyAho,2002).Paraeldiseñodeconcretoreforzado, un límite de 715 kgf/cm2(70MPa)esimpuestoparacálculosderesistencia,tanto para tener en cuenta la insuficiente información disponible sobre esta resistencia comotambiénparaconsiderarloscambiosenelcomportamientoobservado,especial-menteenaquellosmodosdecomportamientofrágil,comocorte.Paraconcretonormaly liviano se especifica un límite inferior de 215 kgf/cm2(21MPa)yparapromovereluso de concreto liviano de buena calidad un límite superior de 430 kgf/cm2(42MPa).Sepermiteelusoderesistenciasmayoresparaelcálculodelmódulodeelasticidad,yseacepta que los límites puedan ser extendidos para cálculos, cuando están fundamentados enensayosyanálisisapropiados.
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3. Conectores de Corte
Esta sección provee detalles básicos de conectores de corte y especificaciones de ma-terial. La resistencia nominal de fluencia y resistencia nominal última para espárragos típicos ASTM A108 Tipo B son 3 570 kgf/cm2(350MPa)y4590kgf/cm2(450MPa),respectivamente(AWS2004).
I2. MIEMBROS CARGADOS AXIALMENTE
EnlaSecciónI2,setrataseparadamenteeldiseñodecolumnascompuestasembebidasycolumnasrellenasdeconcreto,aunqueambastienenmuchoencomún.Laintenciónesfacilitareldiseñomanteniendolosprincipiosgeneralesyrequisitosdedetallamientoparacadatipodecolumnaporseparado.
Paradeterminarlaresistenciadelasecciónseutilizaunmodeloderesistenciaúltima(León y Aho, 2002). Este modelo es similar al que se usó en las anteriores Especifica-cionesLRFD.Lamayordiferenciaesquesetomaencuentalaresistenciacompletadelacero de refuerzo y el concreto en lugar del 70% que se ocupaba en las especificaciones anteriores.Además,estasdisposicionesentreganlaresistenciadelaseccióncompuestacomo una fuerza, mientras que en las especificaciones anteriores se convertía la fuerza enunatensiónequivalente.Lasanterioresdisposicionesnopredicenadecuadamentelaresistencia para columnas con una cuantía baja de acero, pues, en la metodología aplica-dasedespreciabaarbitrariamenteelaceroderefuerzoyelconcreto.
Laconsideracióndelosefectosdelongitudeneldiseñoesconsistenteconelcriterioqueseaplicaencolumnasdeacero.Lasecuacionesutilizadassonlasmismasquelasdel Capítulo E, pero en un formato ligeramente diferente, y en la medida en que el por-centajedeconcretodisminuyeenlasección,eldiseñotiendealdeunaseccióndeacero.Cuando se comparan las disposiciones de la Especificación con resultados experimenta-les, se comprueba que el método es generalmente conservador pero que el coeficiente de variaciónobtenidoesgrande(LeónyAho,2002).
1. Columnas Compuestas Embebidas
1a. Limitaciones
(1) En esta Especificación, el uso de columnas compuestas abarca desde la cuantía de acero mínima anterior que era un 4% (área de perfil de acero dividido por el área bruta del miembro) decreciendo hasta una cuantía mínima de 1%. Este es unresultadodirectodeutilizarlaresistenciaúltimadelasecciónyremuevelasdiscontinuidades presentes en el diseño anterior que ocurría cuando la razón de acero disminuía por debajo del 4%.
(2) La cantidad mínima especificada de refuerzo transversal es para dar un buen confinamiento al concreto.
(3) Se especifica una cantidad mínima de refuerzo de acero longitudinal para ase-gurarquepor lomenosseanutilizadascuatrobarras longitudinalescontinuasenlasesquinas(verSecciónI2.1f).Enalgunoscasospuedesernecesariodis-ponerotrasbarraslongitudinalesparadaradecuadarestricciónalastrabas,sinembargo,eseacerolongitudinalnopuedeserconsideradoparaelcálculodela
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resistenciadelasecciónanoserqueseancontinuasydebidamenteancladas.Se espera que este límite rara vez ocurra en la práctica, excepto para el caso de seccionesmuygrandes.
1b. Resistencia de Compresión
Laresistenciadecompresióndelaseccióneslasumadelasresistenciasúltimasdeloscomponentes.La resistencianoes cubiertade lamismamaneraqueeneldiseñodecolumnas de concreto reforzado debido a una combinación de razones: (1) el factor de resistenciahasidoreducidodesdeelvalor0.85usadoenedicionesanterioresa0.75eneste Especificación; (2) el acero transversal requerido presenta un mejor desempeño que la típica columna de concreto reforzado; (3) la presencia de una sección de acero cerca delcentrodelmiembroreducelaposibilidaddeunafallarepentinadebidoapandeodelrefuerzodeacerolongitudinal;y(4)enmuchoscasosexistiráunaexcesivaexcentrici-daddelacarga(enotraspalabras,momentos)debidoaltamañodelmiembroyporlostípicos mecanismos de transmisión de fuerzas.
1c. Resistencia de Tracción
Se ha agregado una nueva Sección I2.1c para clarificar la resistencia de tracción a uti-lizarensituacionesdondeellevantamientoesrelevanteyparacálculosdelacurvadeinteracción viga-columna. La disposición se concentra en el estado límite de fluencia del área bruta. Cuando sea apropiado para la configuración estructural, se deben consi-derar también otros estados límite de resistencia de tracción y de la conexión como se especifica en los Capítulos D y J.
1d. Resistencia de Corte
Este nuevo material ha sido agregado para entregar guías para el cálculo de la resis-tencia de corte de columnas compuestas. Las disposiciones requieren ya sea: el uso de laseccióndeacerosolamáslacontribucióndecualquierrefuerzodecortetransversalpresente,enlaformadeamarras,obien,sólolaresistenciadecortecalculadaenbasealapartedeconcretoreforzadosolamente(enotraspalabras,elconcretomáslasbarrasderefuerzo longitudinal y transversal). Esto implica las siguientes resistencias de corte:
V F A A F
d
sn y w st yr= +0 6.
φ = 0.9 (LRFD) Ω = 1.67 (ASD) o
2 ´n c st yrdV f bd A Fs
= +
φ = 0.75 (LRFD) Ω = 2.00 (ASD)
Sería lógico sugerir disposiciones donde tanto la contribución de la sección de acero comoelconcretoreforzadopudieransersuperpuestos;sinembargo,existepocainves-tigacióndisponibleenestetema.
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16-376 COMENTARIOS
1e. Transferencia de Carga
Para evitar el recargo tensional del perfil de acero o el concreto en las conexiones de co-lumnascompuestasembebidas,senecesitatransferirlacargaporaplastamientodirecto,medianteunaconexióndecorte,ounacombinacióndeambas.Aunquesereconocequela transferenciade carga tambiénocurrepor interacciónmediante adherenciadirectaentre el acero y el concreto, esto es típicamente ignorado para columnas compuestas embebidas (Griffis, 1992).
Cuandoseusanconectoresdecorteencolumnascompuestasembebidas,esapropiadoen la mayoría de las situaciones espaciarlos uniformemente, pero cuando se aplican cargaselevadas,puedesernecesariodistribuirdeotraformalosconectores,paraevitarsobrecargar al componente (perfil de acero o funda de concreto) sobre el cual la carga esaplicadadirectamente.
Cuandoeláreadeapoyodeconcretoesmásanchaentodoslosladosqueeláreacarga-da, la resistencia nominal de aplastamiento del concreto puede considerarse como:
N f A Ab c
= 0 852 1
. ´ C-I2-1)dondeA1eseláreadecargayA2 es el área máxima de la superficie de apoyo que es concéntricaaláreadecargaygeométricamentesimilar.Elvalorde 2 1A A debesermenor o igual a 2. Esta Especificación usa un valor de resistencia nominal máxima de aplastamientodeφ
B.Elfactorderesistenciaparaaplastamiento,1.7f 'c A
B,es0.65(yel
factor de seguridad asociado ΩBes2.31)deacuerdoconACI(2002).
2. Columnas Compuestas Rellenas
2a. Limitaciones
(1) Talcomosediscutióparacolumnasembebidas,ahorasepermiteeldiseñodecolumnas compuestas con cuantía de acero menor que 1%.
(2) Se ha levantado la restricción de esbeltez mínima para pandeo local especificada en ediciones previas de la Especificación LRFD. Tales ediciones no diferencian entre pandeo de perfiles tubulares con y sin relleno. Las nuevas disposiciones toman en cuenta el efecto de confinamiento del concreto en el pandeo local de la pareddeltubo.
2b. Resistencia de Compresión
Laresistenciadecompresióndelasecciónestádadaporlasumadelasresistenciasúlti-mas de los componentes. El efecto benéfico de confinamiento en tubos circulares puede tomarseencuentaalaumentarlaresistenciadeaplastamientodelconcretoa0.95f 'c.
2c. Resistencia de Tracción
Aligualqueenelcasodecolumnasembebidas,seagregóestanuevaSecciónI2.2cparaexplicardemejorformalaresistenciadetracción.
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2d. Resistencia de Corte
VercomentariodelaSecciónI2.1d.
2e. Transferencia de Carga
Para evitar el recargo tensional del perfil de acero o el concreto en las conexiones de columnascompuestasrellenas,sepermiteunatransferenciadecargaporaplastamientodirecto,conexióndecorteointeraccióndeadherenciadirecta,siendoadmisibleutilizarelmecanismoqueprovealamayorresistencia.Sinembargo,nosepermitelasuperposi-cióndeestosmecanismosdetransferenciadecargaparacolumnascompuestasrellenas,yaquelosdatosexperimentalesindicanqueelaplastamientodirectoolaconexióndecorteusualmentenoseinicianhastadespuésquehasidoalcanzadalaresistenciadead-herenciadirecta,yhaypocosdatosexperimentalesdisponiblesacercadelainteraccióndeaplastamientodirectoyconexióndecorteencolumnascompuestasrellenas.
La transferencia de carga por adherencia directa es usada comúnmente en columnascompuestasrellenasenlamedidaenquesedetallenlasconexionesparalimitardefor-macioneslocales(API,1993;Roederyotros,1999).Sinembargo,existegrandispersiónenlosdatosexperimentalesrespectodelaresistenciaporadherenciaylongituddetrans-ferenciadecargaasociadadecolumnascompuestas rellenas,particularmentecuandosecomparanensayosendondeelnúcleodeconcretoesempujadoatravésdeltubodeacero(ensayodeexpulsióndelconcreto)respectodeensayosenloscualesseconectaunavigasóloaltubodeaceroyelcorteestransferidoalacolumnacompuestarellena.Lasexcentricidadesincorporadasenlosensayosdeconexionesnormalmenteaumentanlaresistenciaporadherenciadelascolumnascompuestasrellenas.
Un límite inferior razonable para la resistencia por adherencia de columnas compues-tasrellenas,quecumplelasdisposicionesdelaSecciónI2es4.1kgf/cm2(0.4MPa).Mientrasquelosensayosdeexpulsióndelconcretousualmentemuestranresistenciasdeadherenciamenoresqueestevalor,laexcentricidadintroducidaenlaconexiónhabi-tualmenteaumentalaresistenciadeadherenciaalcanzandoelvalorantesmencionadooinclusomayores.Losexperimentostambiénindicanqueunasuposiciónrazonableparaladistancialongitudinaldelacolumnacompuestarellena,requeridaparatransferirlacarga desde el perfil tubular de acero al núcleo de concreto es aproximadamente igual alanchodeuntuborectangularoeldiámetro,enelcasodeuntubocircular,medidosambosporarribaypordebajodelpuntodetransferenciadecarga.
Una forma de estimar la adherencia de interacción directa para perfiles tubulares relle-nos,sepresentaacontinuación,conrecomendacionesparaestimarφ y Ω. Estas ecua-cionesconsideranquelacaradeunacolumnacompuestarellenarectangular,olamitaddel perímetro de una columna compuesta rellena circular, está comprometido en la trans-ferenciadelatensiónporaccióndeadherenciadirecta.Paracondicionesespecialesesposiblegarantizarvaloresmayoresderesistencianominaldeadherencia.Ladispersiónenlosdatosllevaaaplicarunvalorbajorecomendadoparaelfactorderesistencia,φ yel correspondiente valor elevado del factor de seguridad, Ω.
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(a) Para tubos rectangulares rellenos con concreto:
V b C Fin in in
= 2(C-I2-2)
φ = 0.45 (LRFD) Ω = 3.33 (ASD)
donde
Vin =resistencianominaldeadherencia,T(kN)Fin =tensiónnominaldeadherencia=4.1kgf/cm2(0.40MPa)b =anchodeltuborectangularatravésdecaradetransferenciadecarga,cm(mm)Cin =1;cuandolacolumnacompuestarellenaseextiendesóloarribaoabajo delpuntodetransferenciadecarga =2;cuandolacolumnacompuestarellenaseextiendetantoarribacomo abajodelpuntodetransferenciadecarga
(b) Para tubos circulares rellenos con concreto:
Vin = 0.5 D2Cin Fin(C-I2-3)
φ = 0.45 (LRFD) Ω = 3.33 (ASD)
donde
Vin =resistencianominaldeadherencia,T(kN)Fin =tensiónnominaldeadherencia=4.1kgf/cm2(0.40MPa)D =diámetrodetubocircular,cm(mm)Cin =1;cuandolacolumnacompuestarellenaseextiendesóloarribaoabajo delpuntodetransferenciadecarga =2;cuandolacolumnacompuestacompuestarellenaseextiendetanto arribacomoabajodelpuntodetransferenciadecarga
Al igual que en el caso de columnas embebidas, esta especificación supone que para determinarlaresistenciadeaplastamientoseusalacombinaciónmásventajosadeáreadecargayáreadeconcreto.Enconsecuencia,laresistenciadeaplastamientonominalseconsideracomo1.7f 'c Ag.
2f. Requisitos de Detalle
Cuandoseusanconectoresdecorteencolumnascompuestasrellenas,lasdisposicionesrequierenqueestosseanubicadosaunadistanciade2.5veceselanchodeltuborectan-gularo2.5veceseldiámetrodeltubocircular,ambosdistanciasmedidasporarribaypordebajo de la región de transferencia. En la mayoría de estas situaciones, un espaciamien-touniformeesapropiado.Sinembargo,cuandoseaplicangrandescargas,otrotipodedistribución de conectores puede ser necesario para evitar sobrecarga del perfil de acero onúcleodeconcretoalcualseleaplicacargadirectamente.
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I3. MIEMBROS EN FLEXIÓN
1. General
Esta sección considera tres tipos de vigas compuestas: vigas de acero completamente embebidas, perfiles tubulares rellenos de concreto y vigas de acero con anclaje mecánico alalosa.
Cuando el diseño de una viga compuesta es controlado por deformación, debería li-mitarseelcomportamientodelavigaalrangoelásticobajocombinacionesdecargasde servicio. Alternativamente, los efectos de amplificación debido al comportamiento inelástico deberían ser considerados cuando la deformación es revisada.
Enalgunasocasionesnoresultaprácticohacercálculosprecisosderigidezdemiem-bros compuestos en flexión. Comparaciones de ensayos de deformación de corto plazo indicanqueelmomentode inerciaefectivo,Ieff,esun15%hasta30%menorqueelcalculado basado en la teoría lineal elástica (I equiv).Enconsecuencia,paracálculosdedeformaciónrealistas,Ieff debetomarsecomo0.75I equiv.
Comounaalternativa,sepuedeutilizarelmomentodeinercia,IIb , como se define abajo:
(C-I3-1)donde
As =áreadelaseccióndeacero,cm2(mm2)d1 =distanciadesdelafuerzadecompresiónenelconcretohastaelborde superiordelaseccióndeacero,cm(mm)d3 = distancia desde la fuerza resultante de tracción del acero para fluencia delaseccióncompletahastaelbordesuperiordelaseccióndeacero,cm(mm)Ilb = límite inferior del momento de inercia, cm4(mm4)Is = momento de inercia del perfil de acero, cm4(mm4)ΣQn =sumadelasresistenciasnominalesdelosconectoresdecorteentreel puntodemáximomomentopositivoyelpuntodemomentoceroen cadalado,T(kN)
Y A d Q F d d A Q FENA s n y s n y
= + ( ) +( )( ) + ( )( )
3 3 1
2Σ Σ
Elusodeunarigidezconstanteenelanálisiselásticodevigascontinuasesanálogoalaprácticaendiseñodeconcretoreforzado.Larigidezcalculadausandounpromedioponderadode losmomentosde inerciaen la regióndemomentopositivoynegativopuede tomar la siguiente forma:
It =aIpos+bIneg(C-I3-2)
donde
Ipos =momentodeinerciaefectivoparamomentopositivo,cm4(mm4)Ineg =momentodeinerciaefectivoparamomentonegativo,cm4(mm4)
I I A Y d Q F d d Ylb s s ENA n y ENA
= + −( ) + ( ) + −( )3
2
3 1
22Σ
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El momento de inercia efectivo está basado en la sección fisurada transformada conside-randoelgradodeaccióncompuesta.Paravigascontinuassujetasacargagravitacionalsolamente,elvalordeapuedetomarsecomo0.6yelvalordebpuedetomarsecomo0.4.Paravigascompuestasusadascomopartedelsistemaresistentelateralenmarcosdemomento,elvalordeaybpuedetomarsecomo0.5paracálculosrelacionadosconladerivadelpiso.
Enaquelloscasosenloscualessedeseauncomportamientoelástico,laresistenciasec-cionaldelosmiembroscompuestosestábasadaenlasuperposicióndetensioneselás-ticasincluyendolaconsideracióndelmóduloseccionalelásticoefectivoenelinstanteenquecadaincrementodecargaesaplicada.Enaquelloscasosdondesenecesitanlaspropiedadeselásticasparavigasconcolaboraciónparcial,elmomentodeinerciaelásti-copuedeseraproximadopor
I I Q C I Ieff s n f tr s
= + ( ) −( )Σ (C-I3-3)
donde
Is = momento de inercia del perfil de acero, cm4 (mm4)Itr =momento de inercia para la sección fisurada transformada con colaboración total,cm4(mm4)ΣQn =sumadelasresistenciasnominalesdelosconectoresdecorteentreel puntodemáximomomentopositivoyelpuntodemomentoceroencada lado,T(kN)Cf =fuerzadecompresiónenlalosadeconcretoparavigasconcolaboración total;menorqueAs Fy y0.85f 'c Ac,T(kN)Ac =áreadelalosadeconcretoenelanchoefectivo,cm2(mm2)
ElmódulodesecciónelásticoefectivoSeff, referido al ala en tracción del perfil de acero para una viga con colaboración parcial, puede ser aproximado por:
S S Q C S Seff s n f tr s
= + ( ) −( )Σ (C-I3-4)
donde
Ss =módulo elástico del perfil de acero, referido al ala de tracción, cm3(mm3)Str = módulo elástico de la sección fisurada transformada con colaboración total,referidoalalaentracción,cm3(mm3)
LasEcuacionesC-I3-3yC-I3-4nodebenserutilizadaspararazones,ΣQn ⁄Cf,me-nores que 0.25. Esta restricción es para prevenir deslizamientos excesivos, así como tambiénevitarunapérdidasustancialderigidezdelaviga.LosestudiosindicanquelasEcuaciones C-I3-3 y C-I3-3 reflejan adecuadamente la reducción de rigidez y resistencia devigarespectivamente,cuandoseusanpocosconectoresencomparaciónconlosnece-sariosparadesarrollarlaaccióndecolaboracióntotal(Grantyotros,1977).
Laprácticanorteamericananorequieregeneralmentequeseconsiderenlospuntossi-guientes.Sedestacanenelsiguientepárrafoparaaquelloscasosenloscualeseldiseña-dorelijaconstruiralgoparalocualestospuntossonaplicables.
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1. Resistencia al corte horizontal en la losa: Para el caso de vigas esbeltas con placascolaboranteconnerviosestrechosolosasdelgadas,laresistenciadecortedelalosapuedecontrolareldiseño(porejemplo,verFiguraC-I3.1).Aunquelaconfiguración de las placas colaborantes fabricadas en los Estados Unidos tiende aprevenirestemododefalla,esimportantequeserevisesilafuerzaenlalosaesgrandeolalosaelegidaesnoconvencional.Laresistenciadecortedelalosapuedesercalculadacomolasuperposicióndelaresistenciadecortedelconcretomáslacontribucióndecualquierrefuerzodelalosaquecruceelplanodecorte.Tal como se muestra en la figura, la resistencia requerida de corte resulta dada por la diferencia de fuerzas entre las regiones interna y externa de la superficie defallapotencial.Enaquellaszonasenlascualeslaexperienciahademostradoqueesprobablequeocurraagrietamientolongitudinalperjudicialparaelestadode servicio, la losa debería ser reforzada en la dirección transversal a la sección deaceroderefuerzo.Serecomiendaqueeláreadeeserefuerzoseaalmenos0.002veceseláreadeconcretoenladirecciónlongitudinaldelavigayquesedispongauniformementedistribuida.
Fig. C-I3.1. Corte longitudinal en la losa [según Chien y Ritchie (1984)].
2. Capacidad rotacional en zonas de rótula plástica: No existe requisito de capa-cidad rotacional para las zonas de rótula plástica. En aquellos lugares dondese permita la redistribución plástica, los momentos en la sección pueden serhasta30%menoresquelosentregadosporelcorrespondienteanálisiselástico.Sinembargo,estareducciónesdeclaradasóloporlahabilidaddelsistemaparadeformaratravésderotacionesmuygrandes.Paraalcanzarestenivelderota-ciones,sedebencumplirrequisitosmuyestrictosparaprevenirpandeolocalypandeolateraltorsional(Dekkeryotros,1995).Paraloscasosdondeseutilizaun10%deredistribución(verApéndice1),lacapacidadderotaciónrequeridaesta dentro de los límites entregados por las disposiciones para pandeo local y lateral-torsional en el Capítulo F. En consecuencia, no es necesario realizar una revisióndelacapacidadrotacionalparadiseñosquecumplanestadisposición.
3. Cantidad mínima de conexión de corte: No existe un requisito mínimo para la cantidad de conexión de corte. Las Guías de Diseño en los Estados Unidos li-mitan usualmente la acción de colaboración parcial a un mínimo de 25% por razones prácticas, pero surgen dos problemas con el uso de bajos niveles decolaboraciónparcial.Primero,paracolaboraciónparcialdemenosdel50%serequiere de grandes rotaciones para alcanzar la resistencia de flexión disponible
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delmiembro,yestopuederesultarenunamuylimitadaductilidaddespuésquesealcanzalaresistencianominal.Segundo,unabajaaccióncolaboranteresultaenelabandonotempranodelcomportamientoelásticotantodelavigacomodelosconectoresdecorte.Lasdisposicionesactuales,queestánbasadasencon-ceptosderesistenciaúltima,haneliminadolascomprobacionesparaasegurarelcomportamientoelásticobajocombinacionesdecargadeservicio,yestopuedeserunproblemacuandoseutilizanbajosnivelesdecolaboraciónparcial.
4. Deformaciones de largo plazo debido a la retracción y la fluencia lenta. No hay una metodología de cómo calcular las deformaciones de largo plazo de vigas compuestas debido a la fluencia lenta y a la retracción. La deformación de lar-go plazo debido a retracción puede ser calculada con el modelo simplificado mostradoenlaFiguraC-I3.2,endondeelefectoderetracciónsetomacomounconjuntoequivalentedemomentosdebordedadosporlafuerzaderetracción(deformaciónderetracciónrestringidaalargoplazomultiplicadaporelmóduloelásticodelconcretoyporeláreaefectivadeconcreto)multiplicadaporlaex-centricidad entre el centro de la losa y el eje elástico neutral. Si el coeficiente de retracciónrestringidaparalosagregadosnoesconocida,ladeformacióndere-tracciónparaestoscálculospuedesertomadacomo0.02%.Lasdeformacionesde largo plazo debidas a la fluencia lenta, que pueden ser cuantificadas usando un modelo similar al mostrado en la figura, son pequeñas a no ser que las luces sean largas y las sobrecargas permanentes elevadas. Se debe prestar especialatención a los agregados livianos para los efectos de retracción y fluencia lenta, que tienden a tener coeficientes de fluencia lenta y absorción de humedad más grandesymenormódulodeelasticidadcomparadosconagregadosconvencio-nales,empeorandocualquierproblemapotencialdedeformación.Esnecesariorecurriralcriterioyexperienciadelingenieroparacalcularladeformacióndelargoplazo,pueselprocesorequierelaconsideracióndemuchasvariablesynoesestrictamentecorrectorealizarunasuperposiciónlinealdeestosefectos(ACI,1997;Vieseyotros,1997).
Fig. C-I3.2. Cálculo de los efectos de retracción [según Chien y Ritchie (1984)].
Recubrimientode concreto
L
Viga de acero
Diagrama momentoUniforme supuesto
Neutro Elástico
Msh =
εEcAcεEcAc e
eεEcAc
∆shL²8Eet 8nlt
= e εAcL²
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1a. Ancho Efectivo
Lasmismasreglasdeanchoefectivoaplicanparavigascompuestasconlosaenunladooenambosladosdelaviga.Enloscasosquelarigidezefectivadeunavigaconunsololadodelosaesimportante,sedebetomarespecialcuidadodebidoaqueelmodelopuede sobrestimar sustancialmente la rigidez (Brosnan y Uang, 1995). Para simplificar eldiseño,elanchoefectivoestábasadoenlaluzcompletamedidacentroacentroentreapoyos,tantoparavigassimplescomocontinuas.
1b. Resistencia a Corte
Elcriterioadoptadoenlasdisposicionesdecorteparavigascompuestasesconservador,alasignartodoelcortealacerodelalmadelasección.Sedespreciacualquiercontribu-ción de la losa de concreto lo cual además permite simplificar el diseño.
1c. Resistencia Durante la Construcción
Eldiseñodevigascompuestasrequieredecuidadocuandoseconsideralahistoriadecarga. Las cargas aplicadas a una viga no apuntalada antes de que el concreto hayafraguadosonresistidasporlaseccióndeacerosolamente,ysólolascargasaplicadasdespuésqueelconcretohafraguadoseconsideranresistidasporlaseccióncompuesta.Usualmentesesuponeparapropósitosdediseñoqueelconcretosehaendurecidocuan-doalcanzael75%desuresistenciadediseño.Ladeformacióncausadaporelconcretofrescoenunaviganoapuntaladatiendeaaumentarelespesordelosayconellolacargamuerta.Paralucesmayoresestopuedeprovocarinestabilidad,fenómenoanálogoaldeestancamientodeaguaen techos.Elaumentoexcesivodelespesorde losapuedeserevitado si se utilizan contraflechas. El vertido de concreto en un espesor constante tam-biénayudaaeliminarlaposibilidaddeinestabilidadporestancamiento(Ruddy,1986).Cuandolosmoldajesnoseconectanalalasuperior,elarriostramientolateraldelavigadeaceropuedenosercontinuodurantelaconstrucciónylalongitudnoarriostradapue-de controlar la resistencia de flexión, como se define en el Capítulo F.
Esta Especificación no incluye los requisitos especiales para resistencia durante la construc-ción. Para estas vigas no compuestas se deben aplicar las disposiciones del Capítulo F.
Lascombinacionesparacargasdeconstruccióndebenserdeterminadasparaproyectosin-dividuales de acuerdo con las condiciones locales, utilizando como guía el ASCE (2002).
2. Vigas Compuestas con Conectores de Corte
LaSecciónI3.2aplicaparavigascompuestassimplesycontinuasconconectoresdecorte,construidasconosinpuntalestemporales.
2a. Resistencia de Flexión Positiva
La resistencia de flexión de la viga compuesta en la región de momentos positivos puede sercontroladaporlaresistenciadelaseccióndeacero,lalosadeconcretoolosconec-tores de corte. Además, el pandeo del alma puede limitar la resistencia de flexión si el
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almaesesbeltayunagranpartedelalmaestaencompresión.
DeacuerdoconlaTablaB5.1,elpandeolocaldelalmanoreducelaresistenciaplásticadelavigadeacerodesnudasilarazóndeesbeltezdelalmanoesmayorque3 76. E F
y.
Afaltadeinvestigaciónsobreelpandeodelalmaenvigascompuestas,seaplicaconser-vadoramentelamismarazónparalasvigascompuestas.
Para vigas con almas esbeltas, esta Especificación adopta conservadoramente la primera fluencia como resistencia de flexión límite. En tal caso, las tensiones en la sección de acero debidasacargaspermanentesaplicadassobrelasvigasnoapuntaladasantesqueelconcre-tohayafraguadopuedensersuperpuestasalastensionesenlaseccióncompuestadebidasalascargasaplicadasalavigadespuésdelendurecimientodelconcreto.Paravigasapun-taladassepuedesuponerquetodalacargaesresistidaporlaseccióncompuesta.
Cuando la resistencia límite de flexión queda controlada por la primera fluencia, se utili-zalasecciónelásticatransformadaparacalcularlastensionesenlaseccióncompuesta.Larazónmodular,n=E /Ec,utilizadaparadeterminarlaseccióntransformada,dependedel peso específico y la resistencia del concreto.
2b. Resistencia de Flexión Negativa
Lascargasaplicadaslongitudinalmenteaunavigacompuestacontinuaconconectoresde corte, después que la losa se ha fisurado en la región de momentos negativos, son resistidasenesaregiónporlaseccióndeaceroyporeldebidorefuerzolongitudinaldeanclajedelalosa.Cuandounaseccióndeacerocompactadebidamentearriostradaconun refuerzo longitudinal debidamente desarrollado actúan de forma compuesta en laregión de momento negativo, la resistencia de flexión nominal se determina a través de distribucióndetensionesplásticas.
2c. Vigas Compuestas con Placa de Acero Colaborante
La Figura C-I3.3 es una representación gráfica de la terminología utilizada en la Sección I3.2c.
Lasreglasdediseñoparaconstruccióncompuestaconplacacolaborantedeaceroestánbasadasenestudiosqueseencontrabandisponibles(Grantyotros,1977).Losparáme-tros límites enumerados en la Sección I3.2c fueron establecidos de manera de mantener la recomendaciónacotadaa losresultadosdisponiblesde trabajossobreconstruccióncompuestaconplacacolaborantedeacero.
El espaciamiento mínimo de 450 mm, especificado para conectar la placa colaborante de acero al soporte, cumple la función de limitar el levantamiento a un mínimo durante lafasedeconstrucciónpreviaalvertidodelconcreto.
2d. Conectores de Corte
(1)CargaTransferidaparaMomentoPositivo Cuandoseusanconectoresdecorteenvigasconplacacolaborantedeacero,estos
puedensersoldadosdirectamentea travésdelaplacaoa travésdeagujerospre-
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punzadosocortadosenobraenlaplaca.Elprocedimientousualessoldarlosconec-toresdecortedirectamenteatravésdelaplacacolaborante;sinembargo,cuandoelespesordelaplacaesmayorque1.5mmparaunespesorsimple,omayorque1.2mmparacadaunadelasláminasconectadascuandosetratadeunespesordoble,ocuando el espesor total de la cubierta galvanizada posee un peso específico mayor que0.38kgf/m2,sedebentomarprecaucionesespecialesdeacuerdoaprocedimien-tosrecomendadosporlosfabricantesdeconectoresdecorte.
Fig. C-I3.3. Límites de placas colaborantes de acero.
Ensayosrealizadosenvigascompuestasenlascualeselespaciamientolongitudinaldelosconectoresdecortefuevariadodeacuerdoconlaintensidaddelcorteestático,yvigasduplicadasenlascualeslosconectoresdecortehansidoespaciadosunifor-memente,exhibenaproximadamentelamismaresistenciaúltimaylamismadefor-maciónbajocargasnominales.Cuandosonsometidasacargasdistribuidas,basta
1 1/2” (38 mm) min. 2” (50 mm) min.
2” (50 mm) min.
hr < 3” (75 mm)
Wr
2” (50 mm) min.
Wr
Hs
2” (50 mm) min.
2” (50 mm) min.
hr < 3” (75 mm)
1 1/2” (38 mm) min.
Wr
Hs
2” (50 mm) min.
2” (50 mm) min.
hr < 3” (75 mm)
1 1/2” (38 mm) min.
Wr
Hs
2” (50 mm) min.
hr < 3” (75 mm)
1 1/2” (38 mm) min.
2” (50 mm) min.
Wr
Hs
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unapequeñadeformaciónenelconcretocercadelosconectoresmástensionadospararedistribuirelcortehorizontalalosotrosconectoresdecortemenostensiona-dos. Es importante tener en cuenta que el número total de conectores sea suficiente paradesarrollarelcorteencadaladodelpuntodemáximomomento.Lasdisposicio-nes de esta Especificación están basadas en el concepto de acción colaborante.
Cuando se calcula la resistencia disponible de flexión en los puntos de máxima flexión negativa, se puede considerar el refuerzo paralelo a la viga de acero que quedaincluidodentrodelanchoefectivodelalosa,enlamedidaenqueelrefuerzoseadebidamenteancladomásalládelaregióndemomentonegativo.Sinembargo,esnecesariodisponerconectoresdecorteparatransferirlafuerzadetracciónúltimaenelrefuerzodesdelalosahacialavigadeacero.
Cuandolaplacacolaborantedeaceroincluyeunidadesparasoportareltendidoeléc-trico,seinstalancomúnmenteenlacessobrelaplacacelularperpendicularmentealosnervios.Estocreatrincherasquereemplazancompletaoparcialmenteseccionesdelalosadeconcretoporsobrelaplaca.Estastrincheras,quecorrenparalelasaotransversalmentealavigacompuesta,puedenreducirlaefectividaddelaladecon-creto.Alnoexistirdisposicionesespecialesparareemplazarelconcretodesplazadopor la trinchera, esta debería ser considerada como una discontinuidad estructural enelaladeconcreto.
Cuandolastrincherassonparalelasalavigacompuesta,elanchoefectivodelaladebeserdeterminadoporladistanciaaposicióndelatrinchera.
Las trincheras orientadas transversalmente a las vigas compuestas deberían, en lo po-sible, ser localizadas en las áreas de bajo momento flector y el número total de conec-toresdecorterequeridosdebenserubicadosentrelatrincherayelpuntodemáximomomentopositivo.Enaquelloslugaresdondelatrincheranopuedeserlocalizadaeneláreadebajomomento,lavigadebeserdiseñadacomonocompuesta.
(3)ResistenciadeConectoresdeCorteHayunacantidadconsiderabledeinvestigacionespublicadasenañosrecientesque
indican que las fórmulas de resistencia de corte de conectores usadas en Especifica-ciones AISC anteriores son no conservadoras. Específicamente, se ha entendido por algúntiempoquelosvaloresderesistenciadeespárragosdecorteentregadosporlaEcuación I5-1 en previas Especificaciones LRFD, en combinación con las antiguas Ecuaciones I3-2 y I3-3, que modificaron la resistencia basadas en la orientación de la placa respecto a la viga, son mayores que las derivadas tanto por ensayosexpulsión del concreto o de viga para conectores de corte embebidos en placascolaborantesdediseñomoderno(JayasyHosain,1988;1988a;MottramyJohnson,1990;Easterling,GibbingsyMurray,1993;Roddenberryyotros,2002).LaEcua-ción I5-1 en la especificación previa es similar a la nueva Ecuación I3-3 pero sin losfactoresRgyRp.
Otrasnormativasutilizanunaexpresiónderesistenciadeconectoresdecortesimilara la previa Especificación AISC LRFD; en el código canadiense la resistencia de co-nectoresdecorteesreducidaporelfactorφde0.8(CSA,1994)yporunfactordese-guridadparcialaúnmáschico(φ = 0.60)enlaecuaciónderesistenciacorrespondientedeconectoresdecortedelEurocódigo4(2003).
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Elorigendeestadiscrepanciadatadecuandofuerondesarrolladaslasantiguasecua-cionesparalaresistenciadeconectoresdecorte.Elmétodoantiguofuedesarrolladobasadoenensayosrealizadosenlosassólidasy,comosenotaenlosactualesfactoresRpyRgenlanuevaEcuaciónI3-3,elmétodoactualpermaneceválidoparaestecaso.EstudiosposterioresreportadosporRobinson(1967)yFischer(1970),Grantyotros(1977),desarrollaronexpresionesparalaresistenciadeconectoresdecortequeto-mabanencuentalapresenciadelaplacacolaborantealincluirvariablesadicionalesrelacionadas con la geometría de la placa y los conectores. Sin embargo, muchos de estosensayosfueronllevadosacaboconplacasconformadasdesdeláminasdeaceroplanas, específicamente para los ensayos.
La mayoría de los pisos con lámina corrugada de acero utilizadas hoy en día tienen unnerviorigidizadorenlamitaddecadanervaduradelaplaca.Graciasaesterigi-dizador,losconectoresdecortedebensersoldadosdescentradosenelnerviodelalámina.Estudiosrecienteshanmostradoquelosconectoresdecortesecomportandeformadiferentedependiendodesuubicaciónenelnerviodelaplacacolaborante(Lawson,1992;Easterlingyotros,1993;VanderSanden,1995;Yuan,1996;John-son y Yuan, 1998; Roddenberry y otros, 2002; Roddenberry y otros, 2002a). Las así llamadas posiciones “débiles” (desfavorablé) y “fuertes” (favorables) son ilustradas enlaFiguraC-I3.4.Incluso,elmáximovalormostradoenestosestudiosparaco-nectoresdecortesoldadosatravésdelaplacadeaceroesenelordende0.7a0.75FuAsc.Losconectoresdecorteubicadosenunaposicióndébiltienenresistenciastanbajascomo0.5Fu Asc.
Fig. C-I3.4. Posiciones de espárrago débil y fuerte[según Roddenberry y otros (2002a)].
Laresistenciadeespárragosdecorteinstaladosenlosnerviosdeunalosadeconcretosobreplacacolaborantedeaceroconnerviosorientadosperpendicularmentealavigadeaceroesestimadarazonablementeporlaresistenciadelosconectoresdecortecal-culadaconlaEcuaciónI3-3,queestablececomovalorpredeterminadoparalaresisten-ciadeconectoresdecorte,igualaladelaposicióndébildelespárrago.TantoelAISC(1997)comoelSteelDeckInstitute(SDI,1999)recomiendanquelosconectoresdecorteseandetalladosenlaposiciónfuerte,peroasegurarquelosconectoresseránubi-cadosenlaposiciónfuertenoesnecesariamenteunatareafácilporquenosiempreesfácilparaelinstaladorpoderdeterminardóndeseubicaelnervioparticularalolargode la viga, relativo al extremo, centro o punto de inflexión de corte. Por lo tanto, el ins-taladorpuedenoestarsegurodecuáleslaposiciónfuerteycuáleslaposicióndébil.
En la mayoría de los pisos compuestos diseñados hoy en día, la resistencia última de laseccióncompuestaescontroladaporlaresistenciadelosconectoresdecorte,ya
Ondulación de almano mostrada
Débil Fuerte
V
Ondulación de almano mostrada
Débil Fuerte
V
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16-388 COMENTARIOS
quelaaccióncolaborantetotalnoesporlogenerallasoluciónmáseconómicaparasoportarlaresistenciarequerida.Elgradodeaccióncolaborante,comoserepresentaporlarazónΣQn ⁄FyAs (laresistenciatotaldeconexióndecortedivididaporlaresistencia de fluencia de la sección de acero), influye en la resistencia de flexión comosemuestraenlaFiguraC-I3.5.
PuedeobservarsedelaFiguraC-I3.5queuncambiorelativograndeenlaresistenciade la conexión de corte resulta en un cambio más pequeño en la resistencia de flexión. Por lo tanto, formular la influencia de la placa colaborante en la resistencia de la co-nexióndecortepormediodeensayosdevigasyrecalculandoatravésdemodelosdeflexión, como se ha hecho en el pasado, conlleva a un resultado impreciso en la resis-tenciadelconectordecortecuandoesteesinstaladoenlaplacadeacero.
Los cambios en la Especificación 2005 no son el resultado de problemas tanto de fallanidedesempeñoestructural.LosingenierospreocupadosporlaresistenciadeestructurasexistentesdebenprestaratenciónaquelapendientedelacurvamostradaenlaFiguraC-I3.5escasiplanaenlamedidaenqueelgradodeaccióncolaboranteseacercaauno.Porlotanto,inclusoungrancambioenlaresistenciadelconectorde corte no resulta en una disminución proporcional de la resistencia de flexión. Además,comosemencionaantes,laexpresiónactualnotomaencuentatodoslosposibles mecanismos de transferencia de fuerza de corte, principalmente porquemuchos de estos son difíciles o imposibles de cuantificar. Sin embargo, como se mencionaenelComentariode laSección I3.1,en lamedidaenqueelgradodeaccióncompuestadisminuye,lasdemandasdedeformaciónenelconectordecorteaumentan. Este efecto es reflejado al aumentar la pendiente en la relación mostrada enlaFiguraC-I3.5enlamedidaenqueelgradodeaccióncolaborantedisminuye.Porlotanto,losdiseñadoresdebentenercuidadocuandoevalúanlaresistenciadevigascompuestasexistentescon50%deaccióncolaboranteomenor.
Fig. C-I3.5. Resistencia de flexión normalizada versus razón de resistencia de corte de conexión [W410x46.1, Fy = 3.520 kgf/cm2(345 MPa), Y2=11,4 cm (114 mm)]
[según Easterling y otros (1993)].
Resistencia Normalizada ΣQn / AsFy
Acc
ción
Com
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n /
Mfc
Raz
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0.6
0.4
0.2
0.8
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0.60.40.2 0.8 1.00.0
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(4)ResistenciadeConectoresdeSecciónCanal La Ecuación I3-4 es una forma modificada de la fórmula para la resistencia de co-
nectoresdecanalpresentadosenSlutteryDriscoll(1965),quefueronbasadosenlosresultadosdeensayosdeexpulsióndelconcretoyenunapequeñacantidaddeensayosdevigasimplementeapoyadasconlosassólidasporViestyotros(1952).Lamodificación ha extendido su uso a losas de concreto ligero.
Senecesitanoconsiderar lasexcentricidadeseneldiseñode soldaduraspara loscasosdondelassoldadurasenelpieyeltalóndelcanalsonmayoresque5mmyqueel conector cumpla con los siguientes requerimientos:
1 0 5 5. .≤ ≤t
tf
w
H
tw
≥ 8 0.
L
tc
f
≥ 6 0.
0 5 1 6. .≤ ≤R
tw
dondetf eselespesordelaladelconector,tweselespesordelalmadelconector,Heslaalturadelconector,Lceslalongituddelconector,yR es el radio del filete entreelalayelalmadelconector.
(6)UbicaciónyEspaciamientodeConectoresdeCorteSepermiteelespaciamientouniformedelosconectoresdecorte,exceptocuandose
presentangrandescargasconcentradas.Los conectores de corte que no se ubican directamente sobre el alma de la viga
tiendenarajarlasalasdelgadasantesqueéstasalcancensuresistenciadecortetotal.Paraevitaresteproblema,eltamañodelespárragodecortenoubicadosobreelalmadelavigadebelimitarsea2.5veceselespesordelala(Goble,1968).Laaplicaciónprácticadeestalimitaciónesladeseleccionarsolovigasconalasmásgruesasqueeldiámetrodelespárragodecortedivididopor2.5.
El espaciamiento mínimo de los conectores a lo largo de la viga es de seis diámetros, tantoenelcasodebordesexterioresde losasplanasdeconcretocomoenplacascolaborantes de acero con nervios paralelos a las vigas; este espaciamiento refleja el desarrollodelosplanosdecorteenlalosadeconcreto(Ollgaardyotros,1971).De-bidoaquemuchosdatosdeensayosestánbasadosenelespaciamientotransversalmínimo de cuatro diámetros, este espaciamiento transversal fue fijado como el míni-mopermitido.Sielaladelavigadeaceroesangosta,elrequisitodeespaciamientopuedeseralcanzadoalalternarlosconectoresdecorteconunadistanciatransversalmínima de tres diámetros entre las filas alternadas de conectores. Cuando los nervios delaplacacolaborantesonparalelosalavigayeldiseñorequiereubicarmásconec-toresdecortequelosquecabenenelnervio,laplacapuedeserseparadademaneradedarunespaciamientoadecuadoparalainstalacióndelosconectoresdecorte.LaFiguraC-I3.6muestralasposiblesdistribucionesdeconectoresdecorte.
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Fig. C-I3.6. Disposición de conectores de corte.
3. Resistencia a Flexión de Miembros Embebidos en Concreto y Miembros Rellenos de Concreto
Ensayos de vigas embebidas en concreto han demostrado que: (1) la funda reduce drásti-camentelaposibilidaddeinestabilidadlateral-torsionalyevitaelpandeolocaldelaceroembebido;(2)lasrestriccionesimpuestasenlafundaprevienenprácticamentelafallade la adherencia previo a la ocurrencia de la primera fluencia de la sección de acero; y (3) la falla de la adherencia no limita necesariamente la resistencia de flexión de la viga de acero embebida (ASCE, 1979). De acuerdo con esto, la Especificación permite tres métodos alternativos para la determinación de la resistencia nominal de flexión: (a) basado en la primera fluencia del ala en tracción de la sección compuesta; (b) basado en la resistencia de flexión plástica de la sección de acero solamente; y (c) basado en la resistencia de flexión plástica de la sección compuesta o método de compatibilidad de deformaciones.Elmétodo(c)esaplicablesolamentecuandosedisponenconectoresdecortealolargodelaseccióndeaceroysecumpleconlosrequisitosdedetallamientoespecificados para el refuerzo de la funda de concreto. No existen limitaciones en la esbeltezniparalavigacompuestaniparaloselementosdelaseccióndeacero,pueslafundainhibeefectivamentetantoelpandeolocalcomoellateral.En el método (a), las tensiones en la sección de acero debido a cargas permanentesaplicadas sobrevigas no apuntaladas antes que el concreto endurezca, deben ser su-perpuestasalastensionesdelaseccióncompuestadebidoacargasaplicadasalavigadespuésqueelconcretoseendurezca.Enestasuperposicióntodalacargapermanentedebesermultiplicadaporelfactordecargapermanenteytodaslassobrecargasdebensermultiplicadasporel factordesobrecargas.Paravigasapuntaladas,sesuponequetodalacargaesresistidaporlaseccióncompuesta.Sesuponeunainteraccióncompleta(sindeslizamiento)entreelconcretoylaseccióndeacero.
I4. COMBINACIÓN DE CARGA AXIAL Y FLEXIÓN
Al igual que todos los análisis de marco de esta Especificación, las resistencias requeridas
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paravigas-columnascompuestasdebenserobtenidaspormediodeanálisisdesegundoorden o por análisis de primer orden amplificado. Respecto a la evaluación de la resisten-cia disponible, esta Especificación no entrega ecuaciones explícitas de interacción entre carga axial y flexión para miembros compuestos. Sin embargo, las disposiciones ofre-cen una guía en la Sección I4 sobre los principios que pueden servir para establecer un diagramadeinteracciónsimilaraaquellosusadoseneldiseñodeconcretoreforzado.
Vigas-Columnas Compuestas.Laresistenciaaxialdisponible, incluyendo losefectosde pandeo, y la resistencia de flexión disponible pueden ser calculadas utilizando tanto elmétododedistribucióndetensionesplásticascomotambiénelmétododecompati-bilidad de deformaciones. Más adelante se discuten tres procedimientos simplificados paradeterminarlaresistenciadelasvigas-columnascompuestas,quetienenlaventajadepermitirdeterminarlaresistenciaparaunnúmerolimitadodecasosyparaelrestodeloscasosseobtienemedianteinterpolación.
El primer método aplica para vigas-columnas compuestas con simetría doble, que co-rresponde a la geometría más común encontrada en la construcción de edificios. Para estecaso,lasecuacionesdeinteraccióndelaSecciónH1proveenunaevaluacióncon-servadorade la resistenciadisponibledelmiembropara combinaciónde compresiónaxial y flexión. Estas disposiciones también pueden ser usadas para combinación de tracción axial y flexión. Lo conservador del diseño depende generalmente de cuánta es lacontribucióndelconcretorelativaalacontribucióndelaceroenlaresistenciaglobal.Lasecuacionesresultangeneralmentemásconservadorasparamiembrosconresistenciaelevadadecompresióndelconcretoqueparamiembrosconresistenciabajadecompre-sióndelconcreto.
El segundo método está basado en el desarrollo de superficies de interacción para la combinación de compresión axial y flexión en el nivel de resistencia nominal, utilizando el método de distribución de tensiones plásticas. Esto resulta en una superficie de inte-racciónsimilaraaquellasmostradasenlasFigurasC-I1.1yC-I4.1.Loscincopuntosidentificados en la Figura C-I4.1 son definidos por la distribución de tensiones plásticas. ElpuntoAeslaresistenciaaxialpuradeterminadadeacuerdoconlasEcuacionesI2-4oI2-13. El punto B se determina como la resistencia de flexión de la sección determinada deacuerdoconlasdisposicionesdelaSecciónI3.ElpuntoCcorrespondealaubicacióndel eje neutro plástico que resulta en la misma capacidad de flexión del punto B pero concargaaxial.ElpuntoDcorrespondeaunaresistenciaaxialigualalamitaddeladeterminada por el punto C. El punto E es un punto arbitrario necesario para reflejar de mejor forma la resistencia de flexión en torno al eje y de perfiles embebidos y flexión de perfiles tubulares rellenos. Se puede utilizar interpolación lineal entre los puntos fijos antesmencionados.Sinembargo,sedebetenercuidadoenestemétodocuandosere-duceelpuntoDporunfactorderesistenciaoseconsideralaesbeltezdelmiembro,yaque puede provocar una situación insegura donde se permite una resistencia de flexión mayorasociadaaunaresistenciadecompresiónaxialmenorquelaprevistaporlaresis-tencia seccional del miembro. Cuando la superficie de interacción de resistencia nominal de lasecciónesdeterminada,debenaplicarse losefectosde longituddeacuerdoconlasEcuacionesI2-2yI2-3.Laresistenciadisponibleesentoncesdeterminadaalaplicara las resistencias de compresión y flexión los factores de resistencia o los factores de seguridad,segúncorresponda.
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El tercer método es una curva bilineal simplificada como se muestra en la Figura C-I4.1. Despuésquesecalculalaresistenciaaxialdelacolumna(puntoAenlaFiguraC-I4.1)utilizando la Ecuación I2-4 para secciones embebidas en concreto o Ecuación I2-13paraseccionesrellenasdeconcreto,estaresistenciaesreducidaporefectosdelongitudutilizandolasEcuacionesI2-2oI2-3paraobtenerPnopuntoAλ.
Fig. C-I4.1. Diagrama de interacción para el diseño de viga-columna compuesta.
Elfactorderesistencia,φc, o el factor de seguridad, Ωc,esentoncesaplicadoaestevalorpara convertirse en el punto fijo para el diseño en el eje vertical, Ad . El punto fijo en el ejehorizontal,puntoBd , esta dado por la resistencia de flexión de la sección, punto B, modificado por el apropiado factor de resistencia o factor de seguridad en flexión.
ElpuntoCesentoncesajustadohaciaabajoporlamismareducciónporefectodelongitudqueseaplicóalpuntoA,paraobtenerelpuntoCλ.LuegoelpuntoCλesajustadohaciaabajoporφc o Ωcyluegohacialaizquierdaporφb o ΩbparaobtenerelpuntoCd.Final-mente, se usa una línea recta como aproximación entre los puntos Ad,Bd,yCd,comosemuestraenlaFiguraC-I4.1,loquepermitederivarlassiguientesecuacionesdeinterac-ciónparavigas-columnascompuestassolicitadasporunacombinacióndecompresiónaxial más flexión biaxial:
SiPr<Pc
1ryrx
Cx Cy
MMM M
+ ≤ (C-I4-1a)
SiPr ≥ Pc 1ryr C rx
A C Cx Cy
MP P MP P M M−
+ + ≤−
(C-I4-1b)
donde
Pr =resistenciadecompresiónaxialrequerida,T(kN)PA =resistenciadecompresiónaxialdisponibleenelpuntoA,T(kN)PC =resistenciadecompresiónaxialdisponibleenelpuntoC,T(kN)Mr = resistencia de flexión requerida, T-m (N-mm)
Com
pres
ión
Axi
al, F
Momento, M
Exacto
E
D
C
Cλ
Cd
Bd B
Aλ
A
A
Rígido - Plástico
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MC = resistencia de flexión disponible en el punto C, T-m (N-mm)x = subíndice que indica flexión en torno al eje fuertey = subíndice que indica flexión en torno al eje débil
Para diseño de acuerdo con la Sección B3.3 (LRFD):
Pr =Pu =resistenciadecompresiónaxialrequeridausandolas combinacionesdecargaLRFD,T(kN)PA=PAd =resistenciadecompresiónaxialdediseño,determinadade acuerdoalaSecciónI2,T(kN)PC=PCd =resistenciadecompresiónaxialdediseñoenelpuntoCd enlaFiguraC-I4.1,T(kN)Mr = resistencia de flexión requerida usando las combinaciones decargaLRFD,T-m(N-mm)MC=MCd=MBd=resistencia de flexión de diseño, determinada de acuerdo a la SecciónI3,T-m(N-mm)φc =0.75φb =0.90
Para diseño de acuerdo con la Sección B3.4 (ASD):
Pr=Pa = resistenciadecompresiónaxialrequeridausandolas combinacionesdecargaASD,T(kN)PA=PAd =resistenciadecompresiónaxialadmisible,determinadade acuerdoalaSecciónI2,T(kN)PC=PCd = resistenciadecompresiónaxialadmisibleenelpuntoCd
en laFiguraC-I4.1,T(kN)Mr = resistencia de flexión requerida usando las combinaciones decargaASD,T-m(N-mm)MC=MCd=MBd = resistencia de flexión admisible, determinada de acuerdo a laSecciónI3,T-m(N-mm)Ωc =2.00Ωb =1.67
Para flexión biaxial, el valor de Pc puedeserdiferentecuandoescalculadoparaelejefuerteyelejedébil.ElmenorvalordelosdosdebeserutilizadoenlaEcuaciónC-I4-2by para los límites de las Ecuaciones C-I4-1a y C-I4-1b.
Vigas Compuestas Solicitadas por Combinación de Carga Axial y Flexión.Lacom-binación de carga axial y flexión de vigas de piso compuestas no ha sido tratada direc-tamente en este Capítulo. Miembros de viga de piso compuestas (vigas de acero com-puestasconlosasdepisoensualasuperior)concargaaxialpuedenincluirmiembroscolectores(puntalesdearrastre)yelementosestabilizadoresparamiembrosdecolumnainclinados. Existen pocas guías de diseño detalladas para tales miembros; guías prelimi-nares para diseño sísmico se entregan en AISC (2002).
Las combinaciones de carga fijadas por la ASCE (2002) deben ser usadas para de-terminar la carga aplicable a las secciones críticas, incluyendo los efectos de flexión secundariosdebidoaaplicacióndecargasexcéntricas.Debedisponersedeelementosadecuadosparatransmitirlacargaaxialhaciaydesdelaseccióndeacero.Cuandose
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utilicenconectoresdecorte, lasalassuperiorespuedenconsiderarsearriostradasparacargacompresivaen lasubicacionesdeconectoresdecorte.Enalgunoscasospuedesernecesariodisponerdeconectoresdecorteadicionalesparalatransferenciadecargaaxial y para flexión adicional según lo determinen las combinaciones de carga. Cuando seagreguenconectoresdecorteparatransferirlacargaaxialentrevigasylosas,puedeserdeterminadodeacuerdoalaSecciónI3.Enelcasodecombinacionesdecargaqueproduzcanunacargadecompresióndelalainferior,sedebenconsiderarlosefectosdelongitud entre puntos arriostrados. No se deben considerar los puntos de inflexión como puntosarriostradosparapandeotorsionaldelalanoarriostrada.Paramayordiscusiónymetodologías de diseño, el lector debe referirse a Galambos (1998).
I5. CASOS ESPECIALES
En aquellos casos de construcciones que caen fuera de los límites entregados por esta Especificación, será necesario realizar ensayos. Diferentes tipos de conectores de corte puedenrequerirdiferenteespaciamientoyotrotipodedetallamientoquelosconectoresy canales de corte presentados en este Capítulo.
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Las disposiciones del Capítulo J cubren el diseño de las conexiones no solicitadas por cargas cíclicas. No se consideran como cargas cíclicas las debidas al viento y otro tipo de cargas am-bientales. Generalmente las disposiciones aplican para conexiones que no sean para perfiles tubulares. Para conexiones de perfiles tubulares ver el Capítulo K y para disposiciones de fatiga verelAnexo3.
J1. DISPOSICIONES GENERALES
La selección del tipo de soldadura (CJP versus soldadura de filete versus PJP) depende de la geometría básica de la conexión (conexión de tope versus conexión T o en esquina) yde la resistenciaque se requiere, entreotros resultadosdiscutidosenestaSección.Debenconsideraselosefectosdeentalleylacapacidaddeevaluarconensayosnodes-tructivos(Non Destructive Examination,NDE)enelcasodeunionessometidasacargascíclicas o cuando se espera que se deformen plásticamente.
1. Bases de Diseño
Cuando las cargas de diseño no están definidas, se deben considerar las cargas de diseño mínimas. Históricamente, se han considerado como razonables valores de 4.5 T(44 kN) paraLRFDy2.8T (27kN)paraASD.Paraelementos talescomoenlaces,colgado-res,correasocostaneras,omiembrospequeñossimples,sedebeutilizarunacargamásapropiadaparasutamañoyuso.Esnecesarioconsiderarlosrequisitosdediseñoparaelementos instalados así como también las cargas de construcción cuando se especifican las cargas mínimas para las conexiones.
2. Conexiones Simples
LasconexionessimplesseconsideranenlasSeccionesB3.6ayJ1.2.EnlaSecciónB3.6ase definen las conexiones “simples” (con mayor detalle en el Comentario de la Sección B3.6) como una guía para la idealización de la estructura para efectos de análisis. Las hipótesishechasenelanálisisdeterminanelresultadodelanálisisquesirvedebaseparael diseño (esto significa las demandas de carga y deformación que deben ser resistidas porlasconexiones).LaSecciónJ1.2seconcentraeneldimensionamientoefectivodeloselementosdeconexiónparaalcanzarlaresistenciarequerida.Enresumen,laSecciónB3.6aestablecelashipótesisdemodelaciónquedeterminanlascargasydeformacionesdediseñoparaserutilizadasenlaSecciónJ1.2.
LasSeccionesB3.6ayJ1.2noseexcluyenmutuamente.Sisesuponeparaelanálisisuna conexión “simple”, la conexión real, terminado el diseño, debe entregar un des-empeñoconsistenteconlaconexiónsupuesta.Paraunaconexiónsimpleesimportanteverificar que el desempeño sea consistente con las hipótesis de diseño; en otras palabras, laconexióndebesercapazdecumplirconlarotaciónrequeridaynodebeintroducirresistencia y rigidez que altere significativamente el modo de respuesta.
CAPÍTULO J
DISEÑO DE CONEXIONES
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3. Conexiones de Momento
Se definen dos tipos de conexiones de momento en la Sección B3.6b: completamente restringida(FR)yparcialmenterestringida(PR).LasconexionesdemomentoFRdebentener suficiente resistencia y rigidez para transferir el momento y mantener el ángulo entre los miembros conectados. Las conexiones de momento PR son diseñadas paratransferirmomentosperotambiénpermitenlarotaciónentrelosmiembrosconectadosen la medida de las cargas que son resistidas. La respuesta característica de la conexión PRdebeestardocumentadaenlaliteraturatécnicaoestablecidaporanálisisomediosexperimentales. Los elementos componentes de la conexión PR deben tener suficiente capacidadderesistencia,rigidezydeformaciónparasatisfacerlashipótesisdediseño.
4. Miembros en Compresión con Juntas de Aplastamiento
Las disposiciones para “miembros en compresión distintos a columnas preparadas para soportar” pretenden tomar en cuenta la imperfección inicial del miembro y también proveer un grado de robustez en la estructura para así resistir solicitación lateral no in-tencionada o accidental que puedan no ser consideradas explícitamente en el diseño.
UnadisposiciónanálogaalaSecciónJ1.4(b)(i),querequierequelosmaterialesylosconectoresdelempalmetenganunaresistenciadisponibledealmenos50%delaresis-tencia requerida en compresión, existe en las Especificaciones AISC por más de 40 años. La Especificación actual aclara este requisito al estipular que la carga para dimensionar losmaterialesylosconectoresdelempalmeeslacargadetracción.Estoevitaincer-tidumbredecómomanejarlassituacionesdondelacompresiónsobrelaconexiónnoimponecargaalgunasobrelosconectores.
Eldimensionamientode losmaterialesyconectoresdelempalmeparaun50%de laresistenciarequeridaenelmiembroessimple,peropuedesermuyconservadora.Enla Sección J1.4(b)(ii), la Especificación ofrece una alternativa que trata directamente laintencióndediseñodeestasdisposiciones.Lacargalateralde2%delaresistenciarequerida en compresión del miembro simula defectos de un empalme, causado porunextremoterminadoconunligerodesalineamientouotracondicióndeconstrucción.Dimensionarlaconexiónparaelmomentoycorteresultantestambiénentregaungradoderobustezenlaestructura.
5. Empalmes en Secciones Pesadas
El metal de soldadura solidificado pero aún caliente se contrae significativamente a me-dida que se enfría a temperatura ambiente. La retracción en largas soldaduras de tope entreelementosquenoson libresdedesplazarsecausadeformacionesenelmaterialadyacente a la soldadura que puede exceder la deformación de punto de fluencia. En ma-terialesgruesos,laretraccióndelasoldaduraesrestringidaenladireccióndelespesor,así como también en las direcciones del ancho y el largo, causando tensiones triaxiales queinhibenlahabilidaddedeformarsedeunamaneradúctil.Bajoestascondiciones,laposibilidaddefallafrágil(fractura)aumenta.
Paraevitarlasdeformacionespotencialmentedañinasdebidoaretraccióndelasoldadu-ra, que ocurren cuando se empalman perfiles laminados en caliente, cuyos espesores de
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alaexcedenlos50mmomiembrosarmadospesados,sepuedenutilizarempalmesaper-nados, empalmes con soldadura de filete, o empalmes que combinan soldadura y per-nos(verFiguraC-J1.1).Losdetallesylastécnicasquefuncionanbienparamaterialesde espesor modesto deben ser generalmente modificados o actualizados por requisitos másestrictoscuandosesueldaunmaterialgrueso.LasdisposicionesdelaAWSD1.1(AWS, 2004) son requisitos mínimos que aplican para la mayor cantidad de situaciones desoldadoestructural;sinembargo,cuandosediseñanyfabricanempalmessoldadosde perfiles laminados con espesores de ala que exceden los 50 mm y secciones armadas similares,sedebenentregarconsideracionesespecialesatodoslosaspectosdeldetalla-miento de empalmes soldados:
(1) En el caso de miembros en tracción, deben especificarse requisitos de tenacidad; verelComentariodelaSecciónA3.
(2) Senecesitadeagujerosdeaccesoalassoldadurasdegrandesdimensionesparaentregarungranalivioparalaconcentracióndedeformacionesderetraccióndelasoldadura,paraevitarunaestrechaunióndesoldadurasendireccionesortogo-nales,yparaentregarunespaciolibreparaelejerciciodeltrabajodealtacalidaddepreparacióndelagujero,soldadoyparaunainspecciónfácil.
(3) Para corte con soplete se necesita de precalentado que permita minimizar laformación de capas superficiales duras (ver la Sección M2.2).
(4) Serequiereesmeriladodelosdestajesydelosagujerosdeaccesohastaalcanzarel metal brillante para remover la capa superficial dura, junto con la inspección utilizando métodos de partículas magnéticas o líquidos penetrantes, para verifi-carquelastransicionesesténlibresdemuescasogrietas.
Figura C-J1.1. Empalmes alternativos que minimizan las tensiones de restricción en la soldadura.
Ademásdelosempalmesdetraccióndecordonesdeenrejadosylasalasentraccióndelos miembros en flexión, en el caso de otras uniones fabricadas desde secciones pesadas solicitadasatracciónsedebenentregarconsideracionesespecialesduranteeldiseñoylafabricación.
Sepuedenutilizardetallesalternativosquenogenerendeformacionesderetracción.Enconexionesdonde lascargas transferidasseacercana la resistenciadelmiembro, las
(a) Placa de cortesoldada al alma
2 o
3 in
. (60
o 7
5 m
m)
(b) Placa de corte soldada a las puntas
de alas
(c) Placas de empalmeapernadas
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juntasconsoldaduradetopedirectosiguensiendolaalternativamásefectiva.
Ediciones previas a esta Especificación exigían remover las pletinas de respaldo y len-güetasdesoldaduradetodoslosempalmesdeseccionespesadas.Estosrequisitosfueroneliminadosdeliberadamentedeestaedición,yaquesejuzgóqueeraunamedidainne-cesariay,enalgunassituaciones,resultabapotencialmentemásendañoquebien.LaEspecificación aún permite a la inspección del contrato especificar su remoción cuando sejuzgueapropiado.
Elrequisitoanteriorparalaremocióndepletinasderespaldonecesitaba,enalgunassitua-ciones, que tales operaciones fueran realizadas fuera de posición; esto significa que la sol-dadurarequeridaparareponerelárearemovidadebeseraplicadaenlaposicióndesobrecabeza.Estopuedenecesitardeequipamientoalternativoparaaumentarlosaccesos,dife-rentesequiposdesoldadura,procesosy/oprocedimientos,yotrasrestriccionesprácticas.Cuandolasseccionescajónhechasdeplacassonempalmadas,elaccesoalladointerior(necesarioparalaremocióndelaspletinasderespaldo)esprácticamenteimposible.
Las lengüetas de soldadura que se dejan en su posición en empalmes, actúan como “pe-queños accesorios” y atraen muy poca tensión. Aunque se reconoce que las lengüetas de soldaduradebencontenerregionesdemetaldesoldaduradecalidadinferior,elefectodeconcentracióndetensionesesminimizadoyaquesólopequeñastensionessontrans-feridasatravésdelaccesorio.
6. Destajes en Vigas y Agujeros de Acceso a la Soldadura
Frecuentementesenecesitanhacercortesdedestajesenlasvigasyenlosagujerosdeacceso en la fabricación de componentes estructurales. La geometría de estos detalles estructuralespuedeafectareldesempeñodelcomponente.Eltamañoylaformadelosdestajes en las vigas y los agujeros de acceso pueden tener un efecto significativo en lafacilidadparadepositarmetaldesoldadurasano,lahabilidadparaconducirensayosnodestructivos,yenlamagnituddelastensionesenlasdiscontinuidadesgeométricasproducidasporestosdetalles.
Losagujerosdeaccesoalassoldadurassonutilizadosparafacilitarlasoperacionesdesoldado y se necesita que tengan una longitud mínima desde el pie de la preparación desoldadura(verFiguraC-J1.2)iguala1.5veceselespesordelmaterialendondeserealiza el agujero. Se espera que esta longitud mínima pueda soportar una cantidad sig-nificativa de deformación por retracción de la soldadura en la intersección alma-ala.
La altura de los agujeros de acceso a la soldadura debe proveer de suficiente espacio libre para facilitar el soldado y la inspección y debe ser suficientemente grande para permitirqueelsoldadorpuedadepositarelmetaldesoldadurasanoatravésdelalmaymásalládeella.Sehacomprobadoqueunaalturadelagujerodeaccesoiguala1.5veceselespesordelmaterialperonomenorque25mmsatisfaceestosrequisitosdesoldadoeinspección.Laalturadelagujerodeaccesononecesitaexcederde50mm.
La geometría de la esquina entrante entre el alma y el ala determina el nivel de concen-tración de tensiones en tal ubicación. Una esquina entrante de 90º que tenga un radio de curvaturamuypequeñoproduceunaconcentracióndetensionesmuygrandequepuede
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producirlafracturadelala.Consecuentemente,paraminimizarlaconcentracióndeten-siones en esta ubicación, el borde del alma debe ser inclinado o curvo desde la superficie del ala hasta la superficie entrante del agujero de acceso.
Las concentraciones de tensiones a lo largo del perímetro de los destajes en vigas y los agujerosdeaccesoalasoldaduratambiénpuedenafectareldesempeñodelajunta.Conse-cuentemente,senecesitaquetodoslosdestajesenlasvigasyagujerosdeaccesoesténli-bresdeincrementosdetensionesquesonproducidospormuescasyrebajesdematerial.
Notas:Estos son detalles típicos para juntas soldadas en el borde de apoyo en contra de lapletinadesoporte.DetallesalternativossediscuteneneltextodelComentario.
1) Ancho: Mayor que 1.5x two38mm.Toleranciade±6mm.2) Altura: Mayor que 1.5x two25mm,peronodebeexcederde50mm.3) Radio de curvatura (R): 8 mm. Esmerilar las superficies de los agujeros de ac-
ceso con corte térmico en perfiles pesados tal como se define en las Secciones A3.1cyA3.1d.
4) La pendiente “a” forma una transición desde el alma hasta el ala. La pendiente “b” puede ser horizontal.
5) Laparteinferiordelalasuperiordebeteneruncontornoquepermitaelajustefirme de las pletinas de respaldo donde estas deban ser usadas.
6) Lasoldaduraparauniralmaaalademiembrosarmadosdebedetenerseaunadis-tanciadealmenosuntamañodesoldaduradesdeelbordedelagujerodeacceso.
Figura C-J1.2. Geometría de agujero de acceso a la soldadura.
Las concentraciones de tensiones en las intersecciones alma-ala de perfiles armados puedenserreducidasterminandolasoldaduralejosdelagujerodeacceso.Porlotanto,para perfiles armados con soldaduras de filete o soldaduras de tope con junta de pene-traciónparcialqueunenelalmaalala, losagujerosdeaccesoa lasoldadurapuedenterminarperpendicularmentealala,siemprequelasoldaduraseaterminadaalmenosaunespesordealmaalejadodelagujerodeacceso.
7. Ubicación de Soldaduras y Pernos
Laspequeñasexcentricidadesentreelejedegravedaddemiembrosdeángulosimpleo
Nota 1
Nota 1
Nota 5Nota 5
Nota 1
R‘a’
‘a’
‘b’
‘b’
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Nota 1
Nota 6
Alternativa 1
Nota 1
Alternativa 2
Nota 1
Alternativa 3
Nota 2 Nota 2
Nota 2Nota 2
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‘a’
‘b’
‘b’
R
R
Nota 2
Nota 2
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dobleyelcentrodegravedaddepernosoremachesdeconexiónhansidoignoradaspormuchotiempoporconsiderarseefectosdespreciablesenlaresistenciaestáticadetalesmiembros.Losensayosrealizadoshandemostradounaprácticasimilarenelcasodemiembrossoldadosdeestructurascargadasestáticamente(GibsonyWake,1942).Sinembargo,sehademostradounamuybajavidadefatigaenángulossoldadoscarga-dos excéntricamente (Kloppel y Seeger, 1964). Muescas en las raíces de las soldaduras de filete son dañinas cuando se somete a tensiones de tracción alternadas normales al eje de la soldadura, como puede ocurrir debido a flexión cuando carga la axial cíclica es aplicadaaángulosconextremossoldadosnobalanceadosentornoasuejeneutro.Porconsiguiente,senecesitadesoldadurasbalanceadascuandotalesmiembrossonsolicita-dos bajo carga cíclica (ver la Figura C-J1.3).
Figura. C-J1.3. Soldaduras balanceadas.
8. Pernos en Combinación con Soldaduras
Tal como en las ediciones anteriores, esta Especificación no permite que los pernos compartan la carga con soldaduras excepto para pernos en conexiones de corte. Sinembargo,lascondicionesparacompartircargashancambiadosustancialmentebasadasen investigaciones recientes (Kulak y Grondin, 2001). Para conexiones resistentes acorte con soldaduras de filete longitudinales, se permite compartir carga entre las solda-duraslongitudinalesypernosenagujerosestándaroderanuracortatransversalesaladireccióndelacarga,perolacontribucióndelospernoseslimitadaa50%delaresisten-ciadisponibledelaconexióntipoaplastamientoequivalente.SepermitentantopernosA307comopernosdealtaresistencia.Elcalordebidoalsoldadocercadelospernosnoalteralaspropiedadesmecánicasdelospernos.
CuandoserealizanalteracionesalasestructurasexistentesconconexionesremachadasyconexionesconpernosdealtaresistenciapretensionadosalosnivelesindicadosenlasTablasJ3.1oJ3.1Mantesdelsoldado,sepermiteelusodesoldadurapararesistircargasdistintasdeaquellasproducidasporlascargaspermanentespresentesalinstantedehacerlaalteración.
Soldaduras balanceadas en tornoal eje neutro del ángulo
Soldaduras balanceadas en tornoal eje central del ángulo
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Lasrestriccionesparapernosencombinaciónconsoldadurasnoaplicanparaconexio-nes típicas viga-viga y viga-columna apernadas/soldadas y otras conexiones compara-bles(Kulak,FisheryStruik,1987).
9. Pernos de Alta Resistencia en Combinación con Remaches
Cuandoseutilizanpernosdealtaresistenciaencombinaciónconremaches,laductilidaddelosremachespermitelaincorporacióndirectadelasresistenciasdelosdostiposdeconectores.
10. Limitaciones en Conexiones Apernadas y Soldadas
Se requiere de pernos pretensionados, conexiones con pernos de deslizamiento crítico o soldaduras,enaquelloscasosenqueeldeslizamientodelaconexiónresulteperjudicialparaeldesempeñodelaestructuraoexistelaposibilidaddequelastuercassesalgan.Paratodaslasdemásconexionesserecomiendausarpernosdealtaresistenciaconaprie-teajustado.
J2. SOLDADURAS
Laseleccióndeltipodesoldadura[detopeconjuntadepenetracióncompleta(CJP)ver-sus de filete versus de tope con junta de penetración parcial (PJP)] depende básicamente de la geometría de la conexión (de tope versus T o de esquina), además del requisito de resistencia y otros aspectos discutidos más adelante. Puede ser apropiado considerarlosefectosdemuescasylahabilidaddeevaluarconensayosnodestructivoslasjuntascargadas cíclicamente o juntas que se espera se deformen plásticamente.
1. Soldaduras de Tope
1a. Área Efectiva
Se puede calificar mediante ensayos, el uso de gargantas efectivas mayores que las mos-tradasenlaTablaJ2.1.Elrefuerzodesoldaduranoseutilizaparaladeterminacióndelagargantaefectivadelasoldaduradetope.
1b. Limitaciones
La Tabla J2.3 entrega el tamaño mínimo de la soldadura de tope PJP para un espesor dado de la parte más delgada unida. El acero estructural con una tensión de fluencia mínima especificada de 3 570 kgf/cm2(350MPa)eselmaterialusual.Esfrecuenteensoldado estructural el uso de procedimientos de soldadura precalificados. Los tamaños de soldadura mínimos requeridos en esta Especificación son apropiados para metal de aporte precalificado con metal base de 3 570 kgf/cm2(350MPa).Vertambién,elCo-mentario de la Sección J2.2b para las limitaciones de la soldadura de filete.
2. Soldaduras de Filete
2a. Área Efectiva
La garganta efectiva de una soldadura de filete está basada en la distancia entre la raíz de launiónylahipotenusadelmayortriángulorectánguloquepuedeinscribirseenlasección
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transversal esquematizada de la soldadura; de ahí que esta soldadura no incluye el refuerzo de soldadura, ni incluye cualquier penetración más allá de la raíz de la soldadura. Algunos procedimientos de soldado producen una penetración consistente más allá de la raíz de la soldadura.Estapenetracióncontribuyealaresistenciadelasoldadura.Sinembargo,esnecesariodemostrarqueelprocedimientodesoldadurautilizadoproduceesteaumentodepenetración.Enlapráctica,estopuedeserrealizadoinicialmentealseccionarlaspletinasdeextensióndelasoldaduraenlajunta.Unavezhechoesto,noesnecesariounensayoposterior,siemprequeelprocedimientodesoldadonoseacambiado.
2b. Limitaciones
La Tabla J2.4 entrega el tamaño mínimo de soldadura de filete para un espesor dado de la parteunidamásdelgada.Losrequisitosnoestánbasadosenconsideracionesderesisten-cia,sinoqueenelefectodetempladodelosmaterialesgruesosensoldaduraspequeñas.Elenfriamientomuyrápidodelmetaldesoldadurapuededarcomoresultadounapérdidadeductilidad.Además,larestricciónalaretraccióndelmetaldesoldaduraentregadoporelmaterialgruesopuederesultarenagrietamientodelasoldadura.Elusodepartesmásdelgadas para determinar el espesor mínimo de soldadura está basado en la práctica del uso de metal de aporte considerado de “bajo hidrógeno”. Debido a que una soldadura de filete de 8 mm es la más grande que puede ser depositada en una pasada simple del proceso SMAW y aún se considera precalificada bajo la AWS D1.1, este espesor de 8 mm aplica paratodomaterialdeespesormayoroiguala19mm,peroserequieredeunprecalenta-miento mínimo y de temperaturas de traspaso tal como se especifica en la AWS D1.1. Los planos de diseño deben reflejar los tamaños mínimos y las soldaduras de producción deben corresponder a estos tamaños mínimos.
La Tabla J2.3 entrega el espesor mínimo de garganta efectiva de una soldadura de tope PJP.HayquenotarqueparalassoldadurasdetopePJPlaTablaJ2.3llegahastaunespesorde plancha de 150 mm y una garganta de soldadura mínima de 16 mm, mientras que para soldaduras de filete la Tabla J2.4 llega hasta un espesor de plancha de más de 19 mm y un tamaño mínimo de la soldadura de filete de sólo 8 mm. El espesor adicional para soldadu-rasdetopePJPestápensadaparaentregarunaproporcionalidadrazonableentreelespesordelasoldaduraydelmaterial.
Paramiembrosmásgruesosenjuntastraslapadas,esposibleparaelsoldadorderretirlaesquinasuperior,loqueresultaenunasoldaduraquepareceserdetamañocompletoperoqueenrealidadcarecedeladimensióndegargantadesoldadurarequerida.VerlaFiguraC-J2.1(a).Enmiembrosmásdelgados,lagargantadesoldaduracompletaesmásposibledelograr,aunqueelbordeseaderretido.Porconsiguiente,cuandolaplanchaesde6mmomás gruesa, el tamaño de la soldadura de filete máximo es 2 mm menor que el espesor de laplancha,asegurandoqueelbordepermaneceatrás[verlaFiguraC-J2.1(b)].
Donde las soldaduras de filete longitudinales sean utilizadas en una conexión (ver la Figu-raC-J2.2),laSecciónJ2.2bnecesitaquelalongituddecadasoldaduraseaalmenosigualalanchodelmaterialdeconexióndebidoadesfasedecorte(Freeman,1930).
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Figura. C-J2.1. Identificación del borde de plancha.
Al proveer un traslape mínimo de cinco veces el espesor de la parte más delgada en unajuntadetraslape,larotaciónresultantedelajuntacuandoestiradanoseráexcesiva,como se muestra en la Figura C-J2.3. Juntas traslapadas con soldadura de filete bajo tracción tienden a abrirse y rasgar en la raíz de la soldadura tal como se muestra en la FiguraC-J2.4(b),anoserqueseanrestringidasporunafuerza FtalcomosemuestraenlaFiguraC-J2.4(a).
Los retornosextremosnosonesencialesparadesarrollar lacapacidaddeconexionescon soldadura de filete y tienen un efecto despreciable en su resistencia. Su uso ha sido estimuladoparaasegurarqueeltamañodelasoldadurasemantengasobrelalongitudde la soldadura, para mejorar la resistencia de fatiga de conexiones extremas flexibles cargadas cíclicamente y para aumentar la capacidad de deformación plástica de tales conexiones.
Figura. C-J2.2. Soldaduras de filete longitudinales.
Traslapo Traslapo
L
L
W
f
L > W
Garganta desoldadura aparente
Garganta desoldadura actual
Garganta de soldadura actual es distinguible
Borde actual de la placaes distinguible
Borde actual de la placaantes de ser soldada
Borde aparente de la placa
(a) (b)
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Figura. C-J2.3. Traslapo mínimo.
Los datos de capacidad de soldadura utilizados para desarrollar las especificaciones no considerabanretornosextremos.EstoincluyeelestudiopublicadoporHigginsyPreece(1968), losensayosdeángulodeasientoenLyseySchreiner (1935), losensayosdeángulosdeasientoysuperioresenLyseyGibson(1937),losensayosdealmasdevigasoldadas directamente a una columna o viga maestra por medio de soldaduras de filete enJohnstonyDeits(1942)ylosensayosenconexionessoldadascargadasexcéntrica-mentepublicadasenButler,PalyKulak(1972).Porlotanto,losvaloresderesistenciaactualesylosmodelosdecapacidaddejuntanorequierenderetornosextremoscuandoseentregaeltamañodesoldadurarequerido.JohnstonyGreen(1940)adviertenqueelmovimiento consistente con las hipótesis de diseño de juntas flexibles (apoyo simple) fue mejorado sin retornos extremos. Ellos también verificaron que deformaciones plás-ticas muy grandes de la conexión fueron alcanzadas cuando existían retornos extremos, aunque la resistencia no fue significativamente diferente.
Cuando se utilizan soldaduras de filete longitudinal paralelas a la tensión para transmitir lacargaalextremodeunmiembrocargadoaxialmente,lassoldadurassondenomina-das de “cargada en el extremo”. Ejemplos típicos de tales soldaduras incluyen, sin ser limitadas, a los siguiente casos: (a) juntas de traslape soldadas longitudinalmente en los extremosdemiembroscargadosaxialmente;(b)soldadurasqueconectanatiesadoresdeapoyo; y (c) casos similares. Ejemplos típicos de soldaduras de filete cargadas longitudi-nalmente que no se consideran “cargadas en el extremo” incluyen, sin ser limitadas, los siguientes casos: (a) soldaduras que conectan planchas o perfiles que forman secciones armadasendondelacargadecorteseaplicaacadaincrementodelongituddesoldaduradependiendode ladistribucióndelcortea lo largode la longituddelmiembro;y(b)soldadurasqueunenángulosconectoresparaalmasdevigayplanchasdecorte,debidoa que el flujo de carga de corte desde el alma de la viga hacia la soldadura es esencial-mente uniforme a través de la longitud de la soldadura; esto significa que la soldadura no es “cargada en el extremo” a pesar de tratarse de soldadura cargada paralelamente al eje de la soldadura. Tampoco aplica el coeficiente de reducción, β,ensoldadurasqueunenatiesadoresalasalmas,porquelosatiesadoresylassoldadurasnosonsolicitadosportensionesaxialescalculablessinoquesirvenmeramenteparamantenerelalmaplana.
Figura. C-J2.4. Restricción de juntas traslapadas.
(a) Restringido
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(b) No Restringido
Traslapo Traslapo
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f
L > W
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La distribución de tensiones a lo largo de la longitud de las soldaduras de filete “carga-das en el extremo” no es uniforme y depende de relaciones complejas entre la rigidez de la soldadura de filete longitudinal relativa a la rigidez de los materiales conectados. Laexperienciahademostradoquecuandolalongituddelasoldaduraesmenoroigualaaproximadamente100veceseltamañodesoldadura,esrazonablesuponerquelalon-gitud efectiva es igual o menor que la longitud actual. Para longitudes de soldaduramayoresque100veceseltamañodesoldadura,lalongitudefectivadebetomarsemenorque la longitud real. El coeficiente de reducción, β,entregadoenlaSecciónJ2.2beselequivalenteaaquelentregadoenelEurocódigo3(1992),elcualesunaaproximaciónsimplificada de fórmulas exponenciales desarrolladas por estudios de elementos finitos yensayosdesarrolladosenEuropadurantemuchosaños.Ladisposiciónestábasadaenuna combinación de la resistencia nominal para soldaduras filete con tamaño de menos de6mmylaaplicaciónjuiciosadeuncriteriodedesplazamientounpocomenorque1mmenelextremodelasoldaduraparasoldadurascontamañomayoroiguala6mm.Laformamatemáticadelfactorβ implica que la resistencia mínima de una soldadura “cargada en el extremo” se alcanza cuando la longitud es aproximadamente 300 veces el tamañodelasoldadura.Debidoaquenotienesentidoconcluirquelaresistenciatotaldeunasoldaduramáslargaque300veceseltamañodelasoldaduraesmayorqueaquellapara una soldadura más corta, el coeficiente de reducción de longitud se toma igual a 0.6 cuandolalongituddelasoldaduraesmayorque300vecessupie.
En muchos casos, las terminaciones de soldadura de filete no afectan la resistencia o el estadodeserviciodelasconexiones.Sinembargo,enalgunoscasosladisposicióndelassoldadurasafectalafunciónplaneadaparalaconexión,ylasmuescaspuedenafectarlaresistencia estática y/o la resistencia a la iniciación de grietas si ocurren cargas cíclicas de magnitud y frecuencia suficientes. Para estos casos, se especifican terminaciones an-tes del extremo de la junta que permitan entregar el perfil y desempeño deseados. En los casos donde el perfil y las muescas son menos críticos, se permite que las terminaciones alcancen los extremos. En la mayoría de los casos, parar la soldadura cerca del extremo delajuntanoreducirálaresistenciadelasoldadura.Lapequeñapérdidadeáreadesol-daduradebidoaquelasoldadurasedetienecercadelextremodelajuntaporunoodostamaños de soldadura no se considera típicamente en el cálculo de resistencia de solda-dura. Sólo longitudes de soldadura corta serán afectadas significativamente por esto.
Requieren de atención especial las siguientes situaciones:
(1) Parajuntastraslapadasdondeunaparteseextiendemásalládelextremoobordedelapartealacualestásoldadaysilaspartesestánsolicitadasportensionesdetraccióncalculablesenelcomienzodeltraslape,esimportantequelasoldadurase termine a una distancia corta desde el borde tensionado. Para un ejemplotípico, la junta de traslape entre la sección T del cordón y los miembros del almadeunenrejado,lasoldaduranodebeextendersehaciaelbordedelalmade la secciónT (ver laFiguraC-J2.5).Lamejor técnicapara evitarmuescasinadvertidas en esta ubicación crítica es formar el arco de soldado en un punto ligeramenteatrásdelbordeyprocederconelsoldadoalejándosedelborde(verlaFiguraC-J2.6).Cuando losángulosdeconexiónseextiendanmásalládelextremodelalmadelavigaalacualsonsoldados,elextremolibredelalmadela viga es sujeto a tensión cero; por lo tanto, se permite que la soldadura de filete seextiendadeformacontinuaatravésdelextremosuperior,alolargodelborde
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yalolargodelextremoinferiordelángulohaciaelextremodelaviga(verlaFiguraC-J2.7).
(2) ParaconexionestalescomoseccionesánguloyT,quesesuponequesecompor-tan como conexiones flexibles en el diseño de la estructura, los bordes superior e inferiordelasalassobresalientesdebendejarsesinsoldadurasobreunaporciónsubstancial de su longitud para asegurar la flexibilidad de la conexión. Los en-sayoshandemostradoquelaresistenciaestáticadelaconexióneslamismaconosinretornosextremos;porlotanto,elusoderetornosesopcional,perosiseutilizan,sulongituddebeserrestringidaanomayorquecuatroveceseltamañodesoldadura(JohnstonyGreen,1940)(verlaFiguraC-J2.8).
Figura. C-J2.5. Soldaduras de filete cerca de bordes en tracción.
Figura. C-J2.6. Dirección de soldado sugerido para evitar muescas.
Figura. C-J2.7. Detalles de soldadura de filete en conexión con doble ángulo.
Tamaño de soldadura o mayor
Tamaño de soldadura o mayor
Soldadura de alma deviga puede extenderse al extremo de la viga
Partida
Partida
Tamaño de soldadura o mayor
Tamaño de soldadura o mayor
Soldadura de alma deviga puede extenderse al extremo de la viga
Partida
Partida
Tamaño de soldadura o mayor
Tamaño de soldadura o mayor
Soldadura de alma deviga puede extenderse al extremo de la viga
Partida
Partida
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Figura. C-J2.8. Retorno óptimo de conexión flexible, en ausencia de carga de fatiga.
(3) Laexperienciahademostradoquecuandolosextremosdelosatiesadorestrans-versalesintermediosinstaladosenlasalmasdevigasarmadasnosonsoldadosalasalas(laprácticausual),ocurrenpequeñasdistorsionestorsionalesenelalacercadelospuntosdeapoyodelasvigasdespachadasenelcursonormaldetransportepor ferrocarrilo camiónypuedencausar importantes tensionesdeflexión fuera del plano (incluso alcanzar el punto de fluencia) y agrietamiento porfatigaenelpiedelassoldadurasalma-ala.Estohasidoobservadoinclusoconatiesadoresperfectamenteajustados.Laintensidaddeestastensionesfueradel plano puede ser limitada efectivamente y se puede prevenir la fisuración y el agrietamiento cuando se provee de un “espacio de respiro” al terminar la solda-duradelatiesadoralejadodelassoldadurasdealma-ala.Ladistancianosoldadanodebeexcederseisveceselespesordelalmademaneratalquenoocurraelpandeocomocolumnadelalmadentrodelalongitudnosoldada.
(4) Para soldaduras de filete que ocurren en lados opuestos a un plano común, es difícil poder depositar una soldadura continua alrededor de la esquina desde un ladohaciaelotrosindañarlaesquinadelaspartesconectadas;porlotanto,lassoldadurasdebenserinterrumpidasenlaesquina(verlaFiguraC-J2.9).
Figura. C-J2.9. Detalles para soldaduras de filete que ocurren a lados opuestos de un plano en común.
3. Soldaduras de Tapón y de Ranura
Unasoldaduradetapónesunasoldadurahechaenunagujerocircularenunmiembro
Retorno > 2W < 4W
No atar soldadurasjuntas acá
Retorno > 2W < 4W
No atar soldadurasjuntas acá
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deunajuntafusionandoaquelmiembroaotromiembro.Ambassoldadurasdetapónyderanurasonsóloaplicadasparajuntasdeempalme.Sedebetenercuidadocuandoseaplican soldaduras de tapón y de ranura a estructuras solicitadas por carga cíclica ya queeldesempeñodefatigadeestassoldaduraseslimitado.Unasoldaduraderanuraesunasoldadurahechaenunagujeroelongadoenunmiembrodeunajuntafusionandoaquel miembro a otro miembro. La soldadura de filete aplicada en un agujero o ranura utilizada típicamente para conectar tableros de acero a las vigas de soporte no es una soldaduradetapónoranura.
3a. Área Efectiva
CuandosedetallansoldadurasdetapónyderanuradeacuerdoconlaSecciónJ2.3b,la resistenciade lasoldaduraescontroladaporel tamañodelárea fusionadaentre lasoldadurayelmetalbase.Paradeterminareláreaefectivaseutilizaelárea totaldelagujerooranura.
3b. Limitaciones
Selimitaelusodesoldadurasdetapónyderanuraasituacionesdondesonsolicitadossolamenteencorte,odondesonutilizadosparaprevenirqueelementosdeunasecciónsufrandepandeo,talcomounaplanchaderefuerzodelalmaenseccioneslaminadasaltas.Sepermitenlassoldadurasdetapónydecanalranurasolamentedondelascargasaplicadas resultantes sean sólo de corte entre los materiales unidos –estos no son utiliza-dospararesistircargasdetraccióndirectas.
4. Resistencia
Laresistenciadelassoldadurasestágobernadaporlaresistenciatantodelmaterialbaseodelmetaldesoldaduradepositado.LaTablaJ2.5presentalasresistenciasdesoldaduranominalylosfactoresφ y Ω, así como también las limitaciones de los niveles de resis-tenciadelmetaldeaporte.
Laresistenciadeunajuntaquecontieneunasoldaduradetopeconjuntadepenetracióncompleta(CJP),cargadatantoentracciónocompresión,dependedelaresistenciadelmetalbase,ynosenecesitacalcularlaresistenciadelasoldaduradetopeCJP.Paraapli-cacionesentracción,senecesitadelacompatibilidadconelmetaldeaporte,talcomoseindicaenlaTabla3.1delaAWSD1.1.Paraaplicacionesencompresión,sepermiteunadisminucióndehasta715kgf/cm2(70MPa)enlaresistenciadelmetaldeaporte,loqueesequivalenteaunnivelderesistencia.
LassoldadurasdetopeCJPsolicitadasentracciónocompresiónparalelaalejedelasoldadura, tales como esquinas soldadas de tope de columnas cajón, no transfieren car-gasprincipalesatravésdelajunta.Encasostalescomoeste,nosenecesitacalcularlaresistenciadelasoldaduradetopeCJP.
LasjuntasentracciónconsoldaduradetopeCJPsonrealizadasparaproveerunaresis-tenciaequivalentealadelmetalbase,porlotanto,senecesitadelacompatibilidadoajustedelaresistenciadelmetaldeaporteconlaresistenciadelmiembro.Sehademos-tradoquelassoldadurasdetopeCJPnoexhibenfallasencompresiónauncuandoellasseancompatibles.Lacantidaddesubajustenohasidoestablecidaantesdequeocurran
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deformacionesinaceptables,peroseconsideraconservadory,porlotanto,sepermiteunnivelderesistenciaestándar.Lasjuntasenlascualeslaresistenciadelasoldaduraescalculada en base a la resistencia por clasificación del metal de aporte pueden ser dise-ñadasutilizandocualquierresistenciadelmetaldeaportemenoroigualaladelmetalcompatible.LaseleccióndelmetaldeaporteaúnestásujetaalaconformidadrespectodelaAWSD1.1.
Laresistenciaencompresiónnominaldejuntasconsoldaduradetopedepenetraciónparcial (PJP) es mayor que otras juntas debido a que no se observan estados límite de compresión en el metal de soldadura hasta que se sobrepasa significativamente la resis-tencia de fluencia.
LasconexionesquecontienensoldadurasdetopePJPdiseñadasparasoportarcargasdeacuerdoconlaSecciónJ1.4(b),ydondelaconexiónessolicitadaencompresión,noli-mitansucapacidadporlasoldaduradebidoaqueelmetalbasequelarodeapuedetrans-ferirlascargasdecompresión.CuandonosediseñadeacuerdoconlaSecciónJ1.4(b),sedebediseñarunaconexiónsimilarqueconsiderelaposibilidadquetantolasoldaduracomo el metal base pueden ser el componente crítico de la conexión.
Elfactorde0.6enFEXXparalaresistenciaentraccióndesoldadurasdetopePJPesunareducciónarbitrariaquesehaefectuadodesdecomienzosde1960paracompensarelefectodemuescaseneláreanofusionadadelajunta,laincertidumbreenlacalidadde la raíz de la soldadura debido a que el desarrollo de una evaluación no destructiva es imposible, y también el déficit en los requisitos de tenacidad específicos para el metal de aporte. Esto no significa que el modo de falla en tracción sea por tensiones de corte en la garganta efectiva, como sucede en soldaduras de filete.
LosempalmesdecolumnahansidoconectadoshistóricamenteconrelativamentepocasoldaduradetopePJP.Frecuentemente,sedisponedeayudasdemontajepararesistirlascargasdeconstrucción.Sepretendequelascolumnasesténencontactoenlosempalmesyenlasplanchasbase.LaSecciónM4.4reconoceque,enelresultadocomoajustado,el contactoa travésde la juntapuedenoserconsistentey,por lo tanto,esta secciónproveereglasparaasegurarunpocodecontactoquelimiteladeformaciónpotencialdelmetaldesoldaduraydelmaterialquelorodea.Estassoldadurasestánconsideradasparamantenerlascolumnasensulugar,noparatransferirlascargasdecompresión.Además,losefectosdemuypequeñasdeformacionesenlosempalmesdecolumnassontomadosencuentaporlasprácticasnormalesdeconstrucción.Delamismaforma,losrequisitosparaplacasbaseylaprácticanormaldeconstrucciónaseguranunpocodeapoyoenlasbases.Porlotanto,nonecesitaserconsideradalatensióndecompresiónenelmetaldesoldadurayaqueelmetaldesoldadurasedeformaráyconsecuentementesedetendrácuandolascolumnassoportenlacarga.OtrasjuntasconsoldaduradetopePJPconectanmiembrosquepuedensersolicitadosporcargasimprevistasypuedenserajustadasme-dianteunaseparación.Cuandoestasconexionessonrealizadasparaservirdesoporte,el ajuste puede no ser el adecuado tal como se especifica en la Sección M4.4 pero algo desoporteesanticipadodemaneraquelasoldaduraseadiseñadapararesistirlascargasdefinidas en la Sección J1.4(b) utilizando los factores, resistencias y áreas efectivas de laTablaJ2.5.Cuandolasjuntasconectanmiembrosquenosirvendesoporte,lassolda-durassondiseñadasparalacargatotalrequeridautilizandolasresistenciasdisponibles,ylasáreasdelaTablaJ2.5.
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En la Tabla J2.5 la resistencia nominal de soldaduras de filete es determinada utilizando eláreadegargantaefectiva,mientrasquelaresistenciadelaspartesconectadasesgo-bernadaporsusrespectivosespesores.LaFiguraC-J2.10ilustralosplanosdecorteparalas soldaduras de filete y el material base:
(1) Plano1-1,endondelaresistenciaesgobernadaporlaresistenciadecortedelmaterialA.
(2) Plano2-2,endondelaresistenciaesgobernadaporlaresistenciadecortedelmetaldesoldadura.
(3) Plano3-3,endondelaresistenciaesgobernadaporlaresistenciadecortedelmaterialB.
Laresistenciadelajuntasoldadaeslamenordelasresistenciascalculadasencadaplanodetransferenciadecorte.Hayqueadvertirquelosplanos1-1y3-3seubicanlejosdelasáreasfusionadasentrelasoldadurayelmaterialbase.Losensayoshandemostradoquela tensión en el área fusionada no es crítica cuando se determina la resistencia de corte de las soldaduras de filete (Preece, 1968).
LosplanosdecorteparasoldadurasdetapónydetopePJPsemuestranenlaFiguraC-J2.11,para lasoldadurayelmetalbase.Generalmente,elmetalbasegobernará laresistenciaencorte.
Figura. C-J2.10. Planos de corte para soldaduras de filete solicitados por corte longitudinal.
Cuandoungrupodesoldadurasessolicitadoencorteporunacargaexternaquenoac-túaatravésdelcentrodegravedaddelgrupo,lacargaesexcéntricaytenderáacausarunarotaciónytraslaciónrelativaentrelaspartesconectadasporlasoldadura.Elpunto,respectodelcualsólohayrotaciónesllamadoelcentroinstantáneoderotación.Suubi-cación depende de la excentricidad de la carga, la geometría del grupo de soldadura y de ladeformacióndelasoldaduraendiferentesángulosdelafuerzaelementalresultanterelativaalejedelasoldadura.
Material A
Material A
1
1
2 21
1
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222
3
3
Material B
Material A
Material A
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Material B
(a) Soldaduras de tapón
Plano 1 - 1 para material (A)
Plano 2 - 2 para material de soldadura
Plano 3 - 3 para material (B)
(b) Soldaduras de tope con junta de penetración parcial
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(A)
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r0 xl al
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Figura. C-J2.11.Planos de corte para soldaduras de tapón y de tope con junta de penetración parcial (PJP).
Figura. C-J2.12. Nomenclatura del elemento de soldadura.
Sepuedesuponerquelaresistenciaindividualdecadaelementounitariodesoldaduraactúa en una línea perpendicular al rayo que pasa a través del centro instantáneo de ro-taciónydelaubicacióndelelemento(verlaFiguraC-J2.12).
Laresistenciaúltimadecortedelosgruposdesoldadurapuedeserobtenidaapartirdelasrelacionesdecarga-deformacióndeunelementounitariodesoldadura.EstarelaciónfuepublicadaoriginalmenteenButleryotros(1972)paraelectrodosE60.LascurvasparaelectrodosE70fueronreportadosporLesikyKennedy(1990).
Adiferenciadelarelacióncarga-deformaciónparapernos,eldesempeñoderesistenciaydeformaciónenlassoldadurasesdependientedelánguloqueproducelafuerzaelementalresultanteconelejedelelementodesoldaduratalcomosemuestraenlaFiguraC-J2.12.
(a) Soldaduras de tapón
Plano 1 - 1 para material (A)
Plano 2 - 2 para material de soldadura
Plano 3 - 3 para material (B)
(b) Soldaduras de tope con junta de penetración parcial
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(A)
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(a) Soldaduras de tapón
Plano 1 - 1 para material (A)
Plano 2 - 2 para material de soldadura
Plano 3 - 3 para material (B)
(b) Soldaduras de tope con junta de penetración parcial
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16-412 COMENTARIOS
Larelacióncarga-deformaciónrealparasoldadurassedaenlaFiguraC-J2.13,obtenidadeLesikyKennedy(1990).LasiguienteeslafórmuladeresistenciadesoldaduraRn:
Rn=0.60(1.0+0.50sin1.5θ)FEXXAw(C-J2-1)
Figura. C-J2.13. Relación carga/deformación.
Debidoaquelaresistenciamáximaestálimitadapor0.60FEXX parasoldaduraslongi-tudinales(θ =0º), esta Especificación suministra, en el coeficiente de la ecuación redu-cida,unmargenrazonableparacualquiervariaciónenlastécnicasyprocedimientosdesoldado. Para eliminar posibles dificultades de cálculo, la deformación máxima en los elementosdesoldaduraeslimitadaa0.17w.Paracomodidaddeldiseño,unafórmulaelíptica simple se utiliza para f(p)demanera taldeaproximarelpolinomioderivadoempíricamente en Lesik y Kennedy (1990).
Sedebesatisfacerquelaresistenciatotaldetodosloselementosdesoldaduracombina-dosresistanlacargaexcéntricay,cuandosehaseleccionadocorrectamentelaubicacióndel centro instantáneo de rotación, se satisfagan las ecuaciones de la estática (∑Fx =0,∑Fy = 0, ∑M =0)enlostresplanos.Sehandesarrolladotécnicasnuméricas,talescomolasdeBrandt(1982),queubicanelcentroinstantáneoderotaciónsujetoatoleranciasdeconvergencia.
5. Combinación de Soldaduras
CuandosedeterminalacapacidaddeunacombinacióndesoldaduradetopePJPydefilete contenidos dentro de una misma junta, la dimensión de garganta total no es la
0.6
0.4
0.2
0.8
1.0
1.2
1.4
1.6
0
0 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 0.35 0.40
15º
30º
45º
50º
75º
90º
Deformación de soldadura normalizada ∆/D
Car
ga d
e so
ldad
ura
norm
aliz
ada
P/P
0
θ =0º
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adición simple de la garganta de soldadura de filete y de tope. En tales casos, se debe de-terminarlagargantaresultantedelasoldaduracombinada(lamenordimensióndesdelaraíz hasta la cara de la soldadura final) y el diseño debe estar basado en tal dimensión.
6. Requisitos del Metal de Aporte
Lastensionesaplicadasyresiduales,ylasdiscontinuidadesgeométricasdebidasalaspletinasderespaldoconefectosdemuescasasociados,contribuyenalaformacióndefracturas.Además,algunosmetalesdesoldaduraencombinaciónconciertosprocedi-mientosdancomoresultadosoldadurasconmuypocatenacidad.Porlotanto,estaEs-pecificación necesita de una tenacidad mínima especificada para los metales de solda-dura en aquellas juntas que son solicitadas por tensiones aplicadas significativas y por demandasdetenacidad.Elniveldetenacidadrequeridoesseleccionadocomounnivelmás conservador que el requisito del metal base para perfiles laminados con un espesor dealaqueexcedade50mm.
7. Metal de Soldadura Mezclado
Puedenocurrirproblemascuandometalesdesoldaduraincompatiblessonutilizadosenformacombinada,yserequeriráproveer tenacidadalmetaldesoldaduracompuesta.Porejemplo,soldadurasdepuntodepositadasutilizandounprocesodeauto-protecciónconreductoresdealuminioenloselectrodos,posteriormentecubiertasporpasadasdesoldaduraSAWpuedenresultarenunmetaldesoldaduracompuestoconbajatenacidad,apesardelhechodequecadaprocesopuedeentregarindependientementeunmetaldesoldaduratenaz.
Selimitalapreocupaciónpotencialsobreelmezcladodetiposdemetaldesoldaduraalassituacionesdondeunodelosdosmetalesesdepositadoporunprocesodesoldaduraal arco con núcleo de flujo auto-protegido (FCAW). Los cambios en las propiedades de tracción y elongación han demostrado ser de consecuencias insignificantes. Se dispo-necomercialmentedemuchascombinacionesdesoldaduraFCAWydeotrosprocesoscompatibles.
J3. PERNOS Y PARTES ROSCADAS
1. Pernos de Alta ResistenciaEngeneral,serequiereelusodepernosdealtaresistenciaenconformidadconlasdis-posicionesdelaSpecification for Structural Joints Using A325 or A490 Bolts(RCSC,2004)talcualfueaprobadoporelConsejodeInvestigaciónenConexionesEstructura-les.Paraunarevisióndelaspropiedadesyusodelospernosdealtaresistencia,véaseKulak(2000).
OcasionalmentesurgelanecesidaddeutilizarpernosdealtaresistenciadediámetrosylongitudesenexcesoaaquellasdisponiblesporpernosASTMA325oA325MyASTMA490oA490M.Parajuntasquerequierandediámetrosenexcesode38mmolongitu-desenexcesodecercade200mm,laSecciónJ3.1permiteelusodepernosASTMA449ybarrasconhiloASTMA354GradoBCyBD.Hayqueconsiderarquelasbarrasdeanclaje deben ser de un material especificado preferentemente como ASTM F1554.
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Sepermitelainstalacióndeaprieteajustadoparaaplicacionesestáticasqueinvolucrenso-lamentepernosASTMA325oA325Mentracciónocorteytraccióncombinados.Sehanefectuadodosestudiosparainvestigar lasposiblesreduccionesenlaresistenciadebidoadiferentesnivelesdepretensiónenpernosdentrodelamismaconexión.Laprimerainvesti-gación se concentra en nueve configuraciones “mediante secciones T” espalda-espalda co-nectadas por dos pernos A325 de diámetro ¾” (Johnson, 1996). La pretensión de los pernos fuevariadadesdeelpretensionadoparaaprieteajustadohastaajusteadedo.Nosenotóninguna pérdida de resistencia significativa en comparación al caso con ambos conectores pretensionados – incluso con un conector pretensionado y el otro con ajuste a dedo. El segun-do estudio ensayó 32 configuraciones mediante secciones T de dos pernos adicionales pero considerando ambos conectores A325 y A490 y dos configuraciones mediante secciones T decuatropernos(AmrineySwanson,2004).Elestudioencontróquenohayunapérdidade resistencia significativa como resultado de la presencia de diferentes pretensiones en los pernosdentrodelamismaconexión,inclusoconconectoresASTMA490.
Existencasosprácticoseneldiseñodeestructurasdondeeldeslizamientodelasconexionesesdeseableparapermitirlaexpansiónylatraccióndelajuntadeunamaneracontrolada.Apesardequeserequieredecualquiertransferenciadecargaenladirecciónnormalaladireccióndedeslizamiento,lastuercasdebenserapretadasamanoconunallavedepalancayluegoajustarlasmedianteuncuartodevueltaadicional.Másaún,seaconsejadeformarlos hilos del perno o utilizar una tuerca de fijación o tuerca de seguridad para asegurar que latuercanosedesprendabajocondicionesdeservicio.Ladeformacióndelhiloserealizacomúnmenteconcincelymartilloaplicadosenunaubicación.Hayqueresaltarquenoserecomiendaquelatuercatengasoldaduradepuntosobreelhilodelperno.
2. Tamaño y Uso de los Agujeros
Paradarciertalibertaddeajustecuandoseaplomaunmarcodurantesumontaje,sepermitentrestiposdeagujerosalargados,sujetosalaaprobacióndelainspeccióntécnicaLostamañosmáximosnominalesdeestosagujerosseentreganenlaTablaJ3.3oJ3.3M.SerestringeelusodeestosagujerosalargadossóloaconexionesrealizadasconpernosyestasujetoalasdisposicionesdelasSeccionesJ3.3yJ3.4.
3. Espaciamiento Mínimo
Las dimensiones de espaciamiento mínimo de 2 2/3vecesy3veceseldiámetronominalson
parafacilitarlaconstrucciónynosatisfacennecesariamentelosrequisitosderesistenciadeaplastamientoydesgarredelaSecciónJ3.10.
4. Distancia Mínima al Borde
Las distancias mínimas al borde entregadas en la Tabla J3.4 y Tabla J3.4M son para facilitar laconstrucciónynosatisfacennecesariamentelosrequisitosderesistenciadeaplastamientoydesgarredelaSecciónJ3.10.Sepermitenvaloresmenorescuandosesatisfacenlosrequi-sitosdelaSecciónJ3.10.
5. Distancia a los Bordes y Espaciamiento Máximo
Limitarladistanciaalbordeennomásde12veceselespesordelaparteconectada,perono
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másque150mm,tieneelpropósitodeeliminarlahumedadenlaeventualidadquelapinturafalle,yconestoprevenirlacorrosiónentrelaspartesquepuedanacumularlayforzaraestaspartesasepararse.Serequierenlimitacionesmásrestrictivasparalaspartesconectadassinpintarconaceroexpuestoacorrosiónatmosférica.
6. Resistencia de Tracción y Corte de Pernos y Partes Roscadas
La solicitación en tracción de conectores es acompañada usualmente de un poco de flexión debidoaladeformacióndelaspartesconectadas.Porlotanto,elfactorderesistencia,φ,yelfactor de seguridad, Ω, son relativamente conservadores. Los valores de tensión de tracción nominal en la Tabla J3.2 fueron obtenidos de la ecuación:
Fnt=0.75Fu(C-J3-2)
Elfactor0.75incluidoenestaecuaciónconsideralarazónaproximadaentreeláreaefectivadelaporciónroscadayeláreadelvástagoparatamañoscomunesdepernos.Deestaforma,Ab se define como el área del cuerpo no roscado del perno y el valor entregado para FntenlaTablaJ3.2secalculacomo0.75Fu.
LaresistenciadetracciónentregadaporlaEcuaciónC-J3-2esindependientedesielpernofueinstaladoinicialmenteconpretensionadooconaprieteajustado.Ensayosrecientescon-firman que el desempeño de los pernos ASTM A325 y A325M en tracción no solicitados por fatiganoseveafectadoporlacondicióndeinstalaciónoriginal(AmrineySwanson,2004;Johnson,1996;Murria,KlineyRojani,1992).Sibien laecuación fuedesarrolladaparaconexionesapernadas,tambiénesaplicadaconservadoramenteparapartesroscadas(Kulakyotros,1987).
ParapernosASTMA325yA325M,nosehaceningunadistinciónentrediámetrospequeñosy grandes, aunque la resistencia última mínima especificada, Fu,esmenorparapernoscondiámetros de más de 24 mm. Se tiene la sensación de que tal refinamiento no se justifica, particularmentepor lanaturalezaconservadoradel factorderesistencia,φ,yel factordeseguridad, Ω, la razón aumentada entre área en tracción y área bruta, y otros factores com-pensatorios.
LosvaloresdetensióndecortenominaldelaTablaJ3.2fueronobtenidospormediodelassiguientes ecuaciones:
Fnv=0.50Fu,cuandolaroscaestáexcluidadelosplanosdecorte(C-J3-3)Fnv=0.40Fu,cuandolaroscaestáincluidaenlosplanosdecorte (C-J3-4)
Losfactores0.50y0,40tomanencuentaelefectodecorteyeláreareducidadelaporciónroscadadelconectorcuandoelhiloestáincluidoenelplanodecorte.Cuandosedeterminalaresistenciadecortedelconector,elárea,Ab,esmultiplicadaporelnúmerodeplanosdecorte.Sibienestasecuacionessedesarrollaronparaconexionesapernadas,tambiénfueronaplicadasconservadoramenteparapartesroscadas.ElvalorentregadoparalospernosASTMA307 fue obtenido de la Ecuación C-J3-4 pero se especifica para todos los casos sin consi-derarlaubicacióndelhilo.
Enconexionesconsistentesdesólounapequeñacantidaddeconectores,elefectodelade-
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16-416 COMENTARIOS
formacióndiferencialenelcortedelosconectoresdeaplastamientoesdespreciable(Kulakyotros,1987;Fisher,Galambos,KulakyRavindra,1978).Enjuntasmáslargas,ladefor-macióndiferencialproduceunadistribucióndisparejadelacargaentreconectores,aquelloscercadelextremotomandounapartedesproporcionadadelacargatotal,demaneratalquese reduce la resistencia máxima por conector. Esta Especificación no limita la longitud pero necesitadeunareducciónde20%enlaresistenciadecorteparaconexionesmáslargasque1200 mm. La discusión anterior se refiere a conexiones cargadas en el extremo, pero por razonesdesimplicidadseaplicaatodaslasconexiones.
InformaciónadicionalsobreeldesarrollodelasdisposicionesdeestaSecciónsepuedeen-contrar en el Comentario de la Especificación RCSC (RCSC, 2004).
7. Combinación de Tracción y Corte en Conexiones de Tipo Aplastamiento
Losensayoshandemostradoquelaresistenciaalaplastamientodeconectoressolicitadosporunacombinacióndecorteydetraccióndebidoacargasexternasaplicadaspuedeserdefinida apropiadamente por una elipse (Kulak y otros, 1987). La relación se expresa a con-tinuación:
(LRFD)(C-J3-5a)
(ASD)(C-J3-5b)
Enestasecuaciones,fvyftsonlastensionesdecorteydetracciónrequeridas,respectiva-mente,yFnvyFntsonlastensionesdecorteydetracciónnominales,respectivamente.Larelación elíptica puede ser reemplazada, con alguna desviación menor, por tres líneas rectas talcomosemuestraenlaFiguraC-J3.1.Laporcióninclinadadelarepresentacióntrilinealtienelasiguienteexpresión
(LRFD)(C-J3-6a)
(ASD)(C-J3-6b)
quedacomoresultadolasfórmulasEcuacionesJ3-3ayJ3-3b.
2 2
1t v
nt nv
f fF Fφ φ
+ =
2 2
1t v
nt nv
f fF F
Ω Ω+ =
f
F
f
Ft
nt
v
nvφ φ
+
= 1 3,
Ω Ωf
F
f
Ft
nt
v
nv
+
= 1 3.
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COMENTARIOS 16-417
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Figura. C-J3.1. Aproximación trilineal para la solución elíptica.
Esta última representación tiene la ventaja de que no es necesario una modificación en algunadelastensiones,enpresenciademagnitudesmásgrandesdeuntiporespectoalotrotipo.HayqueresaltarquelasEcuacionesJ3-3ayJ3-3bpuedenserrescritasdema-nerataldeencontrarlaresistenciadecortenominalporunidaddeárea,F'nv,comounafuncióndelatensióndetracciónrequerida,ft . La expresión es la siguiente:
(LRFD)(C-J3-7a)
(ASD)(C-J3-7b)
LarelaciónlinealfueadoptadaparaserutilizadaenlaSecciónJ3.7;generalmenteesaceptable utilizar la relación elíptica (ver la Figura C-J3.1). Una formulación similar utilizando la solución elíptica es la siguiente:
(LRFD(C-J3-8a)
F Ff
FF
nt ntv
nvnt
' = −
≤1
2Ω (ASD)(C-J3-b)
9. Pernos de Alta Resistencia en Conexiones de Deslizamiento Crítico
Las conexiones deben ser clasificadas de deslizamiento crítico solamente cuando el in-genieroresponsableporelproyectoestructuralconsideraqueeldeslizamientoafectaelestadodeserviciodelaestructurapordistorsiónexcesivaocausaunareducciónenlaresistenciaoestabilidadaunquelaresistenciadisponibledelaconexiónsealaadecua-
Tensión de Corte Requerida, Fv
Tens
ión
de T
racc
ión
Req
uerid
a, F
t
Fnv
φ
φ o Fnv / Ω
Fnt
0
A
0B
0.3 φ Fnt
0.3 Fnt / Ω
o Fnt / Ω
0.3 φ Fnv
0.3 Fnv / Ω
1 3F FFF
f Fnt ntnt
nvv nt' ,= −
≤
F FF
Ff F
nt ntnt
nvv nt
' ,= −
≤1 3
Ω
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16-418 COMENTARIOS
da.Porejemplo,lasconexionessolicitadasporfatigaylasconexionesconagujerosdesobre-tamañooranurasparalelasaladireccióndelacargadebenserdiseñadasdedes-lizamiento crítico. La gran mayoría de las conexiones con agujeros estándar puede ser diseñadacomoconexionestipoaplastamientosinconsiderarelestadodeservicio.Paralasconexionescontresomáspernosenagujerosestándaroranurasperpendicularesaladireccióndelacarga,lalibertadparadeslizargeneralmentenoexistedebidoaqueunoomáspernosestánsiendoaplastadosantesdequelacargaseaaplicada.
Laresistenciaaldeslizamientodelasconexionesapernadashasidovista tradicional-mente como un estado límite de servicio y estas conexiones han sido diseñadas para resistireldeslizamientodebidoalosefectosporcombinacionesdecargasdeservicioyrevisadacomoconexionestipoaplastamientodebidoalosefectosdecargaporcom-binacionesdecargaúltima.Sinembargo,existencondicionesdondelasdeformacionesdebidoaldeslizamientoenlasconexionesconagujerossobre-tamañoyranurascortasparalelas a la carga pueden resultar en un aumento de la carga mayor que el estado límite último.Acontinuaciónsepresentanejemplosdondepuedennoseraplicableslashipóte-sis usuales de estado último al deslizamiento controlado por el estado de servicio:
• Altasrazonesdeaspectoenmarcosarriostrados,enloscuales,eldeslizamientopermitidoporlasranurasolosagujerossobre-tamañoesrelativamentegrande,y que pueden resultar potencialmente en grandes efectos P - ∆.
• Enrejadosdetechoplanoydelucesgrandesconagujerossobre-tamaño,dondeeldeslizamientopuederesultarencargasexcesivamentegrandesdebidoaacu-mulacióndeagua.
• Miembrosarmadosencompresióndondeeldeslizamientoentrelosextremosdeunelementoindividualpuedeaumentarlalongitudefectivadelmiembroy,porlotanto,reducirsuresistenciaalpandeo.
• Cualquiercondicióndondelashipótesisnormalesdeanálisisdeunaestructuraen la geometría inicial (pequeñas deformaciones) puede ser violada por el desli-zamientodelaconexióndebidoaunaumentodelacarga.
ElComentariodelaEspecificación LRFD 1999(AISC,2000b)alertóalosingenierossobretalescondicionescuandoseutilizanagujerosconranuralargaparalelosaladirec-ción de la carga:
Cuandolaconexiónesdiseñadademaneratalquenodeslicebajolosefectosdelascargasdeservicio,entoncessedebeincluirelefectodelascargasmayo-radasenlaestructuradeformada(deformaciónporelmáximodeslizamientoenranuras largas en todaspartes) en el análisis estructural.Alternativamente, laconexiónpuedeserdiseñadademaneratalquenodeslicebajocargasmayoresqueelniveldecargamayorada.
Sinembargo,nilaEspecificación LRFD 1999(AISC,2000b)nisuComentarioentreganalingenieroalgunaayudadediseñoparaprevenireldeslizamientobajonivelesdecargamayorada.DebidoaqueelManual de Construcción en Acero AISC-LRFD 3ª Edición(AISC,2001)tambiénentregadosayudasdediseñoporseparado,Tablas7-15y7-16,unaqueindicabalascombinacionesdecargadeservicioylaotraqueindicabaelusodelascombinacionesdecargaúltima,poralgúntiemposepensóqueelusodelaTabla7-15 protegía contra el deslizamiento debido a los efectos de las combinaciones de carga
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deservicioyqueelusodelaTabla7-16entregabaproteccióncontraeldeslizamientodebidoalosefectosdelascombinacionesdecargaúltima.Estassoninterpretacionesincorrectasyaqueambastablastienenelmismopropósito,queesprevenireldesliza-mientodebidoalosefectosdelascombinacionesdecargadeservicio.
ElComentariodelaEspecificación LRFD 1999 (AISC, 2000b) menciona que “El desli-zamiento de conexiones de deslizamiento crítico es probable que ocurra bajo una carga aproximadamente igual a 1.4 hasta 1.5 veces la carga de servicio”. Esto está basado en elusodelfactorderesistenciaφ=1.00,agujerosestándar,einstalaciónpormediodellavescalibradas.Elusodelfactorφ=0.85paraagujerossobre-tamañoyderanuracorta,yelfactorφ=0.70paraagujerosderanuralargaperpendicularyφ=0.60paraagujerosde ranura largaparalelaa lacarga,aumentanesta resistenciaaaproximada-mente1.7veceslacargadeservicioparaagujerosdesobre-tamañoyderanuracortaeinclusounaaúnmayorresistenciaaldeslizamientoparaagujerosderanuralarga.Elusodelmétododeinstalacióndelgirodelatuercatambiénaumentalaresistenciaaldesli-zamientoporaproximadamente10%hasta15%.Poresto,lasconexionesconagujerosdesobre-tamañoyderanura,aunqueseandiseñadasconsiderandolasdisposicionesdelestado límite de servicio de la Especificación LRFD 1999 (AISC,2000b),resistiráneldeslizamientodebidoalosefectosdelascombinacionesdecargaúltima.
Determinando la Resistencia Requerida al Deslizamiento. Esta Especificación permite que todas las conexiones de deslizamiento crítico con pernos en agujeros estándar o en agujerosranuradosperpendicularesaladireccióndelacargaseandiseñadassegúnelestado de servicio. Las variaciones leves en la geometría, que pueden ocurrir debido aldeslizamientodelaconexióncuandoseutilizauntipodeagujero,nocambiaránlashipótesisdeanálisisnormalesniresultaránenunincrementodelacarga.
Elrequisitofundamentaldediseñoparatodaslasconexionesconpernosenagujerosdesobre-tamañoyagujeroranuradosparalelosalacargaeseldeprevenireldeslizamientoen el estado límite último, que supone conservadoramente que el potencial cambio en geometría correspondiente no será despreciable y que el deslizamiento de la conexión dará como resultado un aumento significativo de la carga.
Selepermitealingenieroestructuralresponsabledelproyectoestablecerqueelefectodeldeslizamientonoresultaráenunincrementodelascargasy,porlotanto,queeldiseñodecualquier conexión de deslizamiento crítico se realice para el estado límite de servicio. De todasformas,laresistenciaaldeslizamientodediseñosecalculautilizandolassolicitacio-nestantodelascombinacionesdecargaLRFDoASDyelfactorderesistencia,φ,oelfac-tor de seguridad, Ω, según sea el caso. Todas las conexiones de deslizamiento crítico, tanto lasdiseñadasparaelestadodeserviciocomoparaelestadoúltimo,debenserrevisadasparalascargasdecorteydeaplastamientoutilizandolascargasdediseñoapropiadas.
El requisito de confiabilidad cuando se diseña la resistencia al deslizamiento para efec-tosdelascombinacionesdecargaúltimaessujetoaciertasinterpretaciones.Usualmen-te, los estados límite de las conexiones necesitan un factor βparapernosysoldadurasde filete igual a 4.0. Esto se debe a que muchos estados límite asociados a la falla de la conexiónsontambiénasociadosaseparacionesdejuntarepentinas,nodúctiles.Dadoqueeldeslizamientodelaconexiónnodacomoresultadounaseparaciónrepentinadelajuntaenlamedidaquelaconexiónsearevisadacomounaconexióndetipoaplastamien-
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16-420 COMENTARIOS
to,debidoalosefectosdelascombinacionesdecargaúltima,conocerelnivelexactodeconfiabilidad para la resistencia al deslizamiento, debido a las combinaciones de carga última, no es crítico para el desempeño de la conexión. Los factores de resistencia y de seguridadjuntoconlosfactoresdeagujerospropuestosparaagujerosdesobre-tamañoy agujeros ranurados se acercan a aquellos necesarios para alcanzar un índice de confia-bilidadde4.0.Sinembargo,debidoalacomplejidaddelosfactoresinvolucradosenelcálculo de la confiabilidad de las conexiones de deslizamiento crítico y la falta de datos estadísticos extensivos sobre la resistencia al deslizamiento de agujeros de sobre-tamaño yranurados,serequierequelasrevisionesparaelaplastamientoyelcorte,debidoalascombinacionesdecargaúltima,serealicenparaambosmétodosdediseño.
Factores que Afectan la Resistencia al Deslizamiento de las Juntas.Acontinuaciónsedescribenlosfactoresclavesqueafectanlaresistenciaaldeslizamientoenconexionesde acero apernadas:
Coeficiente de Deslizamiento de la Superficie de Contacto. Esta Especificación ha com-binado la anterior clase de superficies Clase A y Clase C en una sola categoría de super-ficie Clase A que incluye las superficies sin pintar, libres de escamas o superficies con revestimientos Clase A en superficies limpiadas mediante chorro de arena, y superficies galvanizadas en caliente y rugosas con un coeficiente de fricción μ = 0.35. Este es un pequeño aumento en el valor para anteriores coeficientes de Clase A. Las superficies de Clase B, sin pintar y mediante chorro de arena, o superficies con revestimientos Clase B en acero limpiado mediante chorro de arena se mantienen con coeficiente μ = 0.50.
Método de Pretensionado y el factor Du .Cuatrométodosdepretensionadodepernosson reconocidos por la AISC: vuelta de la tuerca, llave calibrada, pernos de tensión con-troladaeindicadoresdetensióndirecta.Lafuerzadepretensionamientopromedioenlospernos varía de acuerdo al método de instalación. El valor mínimo promedio es cuando se utiliza el método de llave calibrada: 1.13 veces la mínima especificada. El método de la vuelta de la tuerca resulta en una pretensión mínima de 1.22 hasta 1.35 veces la mínima especificada, dependiendo de la cantidad de vueltas que se le dé al perno y del grado del material del perno. Mientras que la información estadística sobre el nivel de pretensiónpromediodelospernosinstaladosenelterrenoutilizandolosindicadoresdetensióndirectaypernosdetensióncontroladaeslimitada,losensayosindicanqueestosseubicandealgunamaneraentrelosmétodosdellavecalibradaydevueltadelatuerca.Por lo tanto, esta Especificación utiliza el mínimo de estos valores (1.13) para todos los métodos de instalación. Esto da como resultado valores distintos de confiabilidad para diferentescondiciones.Sinconsiderarelmétodoutilizadoparapretensionarlospernos,es importante que la instalación de las conexiones de deslizamiento crítico cumplan con losrequisitosenumeradosenlaEspecificación RCSC(RCSC,2004).
Tamaño del Agujero. Lospernosdealtaresistenciadebidamenteinstaladosenagujerosdesobre-tamañoyderanuracortautilizandoarandelasogolillastalcomolomencionalaEspecificación RCSC (RCSC,2004)tienenlamismaresistenciaaldeslizamientoquepernosenagujerosestándar.Elfactordeagujero,hsc=0.85,esutilizadoparaaumentarlaresistenciaaldeslizamientoparaestetipodeconexióndebidoalasposiblesconse-cuenciasdelincrementodemovimientoconestasconexiones.Elfactordeagujeroparaagujerosderanuralarga,hsc=0.70,sirvetantoparaaumentar laresistenciaaldesli-zamientoparaestetipodeconexióndeformasimilaraldelosagujerossobre-tamaño
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comoparacompensarporlalevepérdidaenlapretensiónylaresistenciaaldeslizamien-to debido a la longitud de la ranura larga. Ediciones anteriores de la Especificación han utilizadomayoresreduccionesenelfactordeagujero,hsc=0.60,pararanurasparalelasa la dirección de la carga. Efectivamente esto fue un diseño para estado límite último paraeste tipodeagujeroyelmismoresultadose logróutilizandolosfactoresφ o Ω entregados por esta Especificación.
9. Combinación de Tracción y Corte en Conexiones de Deslizamiento Crítico
La resistencia al deslizamiento de una conexión de deslizamiento crítico es reducida cuandoexisteunatracciónaplicada.Elfactor,ks, es un coeficiente que reduce la resis-tenciaaldeslizamientonominalentregadaporlaEcuaciónJ3-4comounafuncióndelacargadetracciónaplicada.
10. Resistencia de Aplastamiento de Agujeros de Pernos
Las disposiciones para la resistencia de aplastamiento de pasadores difieren de aquellas paralaresistenciadeaplastamientodepernos;referirsealaSecciónJ7.
Losvaloresderesistenciadeaplastamientosonentregadoscomounamedidadelare-sistenciadelmaterialquesoporteelaplastedelperno,nocomounaformadeprotegerelconector,quenonecesitatalprotección.Porlotanto,elmismovalordeaplastamientoaplicaparatodaslasjuntasapernadas,sindistincióndelaresistenciadecortedelconec-torodelapresenciaoausenciadehiloeneláreadeaplastamiento.
Laresistenciadeaplastamientodelmaterialpuedeserlimitadatantoporladeformacióndeaplastamientodelagujerocomoporeldesgarre(unbloquedecortedepernoaperno)delmaterialendondeelpernoestáaplastando.KimyYura(1996),yLewisyZwerneman(1996) han confirmado que las disposiciones de resistencia de aplastamiento para los casos dondelaresistenciadeaplastamientonominalRnesigualaCdt FuyCesiguala2.4;3.0ó2.0dependiendodetipodelagujeroy/olaaceptacióndequeelagujeroseovalabajocargaúltima,talcomoseindicaenlaSecciónJ3.10.Sinembargo,estamismainvestigaciónindi-calanecesidaddetenerdiferentesdisposicionesparalaresistenciadeaplastamientocuandolafallapordesgarrecontrolaeldiseño.Porlotanto,seentreganlasecuacionesapropiadasparalaresistenciadeaplastamientocomounafuncióndeladistancialibreL
c,yestaformu-
laciónesconsistenteconlaentregadaporlaEspecificación RCSC (RCSC,2004).
FrankyYura(1981)handemostradoqueunaelongacióndeagujeromayorque6mmcomenzaráadesarrollarsegeneralmenteenlamedidaenquelafuerzadeaplastamientoesaumentadamásalláque2.4dt Fu,especialmentesiescombinadaconunaaltatensiónúltimaenlasecciónneta,aunquenoocurralafractura.Lomismoseaplicaparaunagujeroderanuralargaconlaranuraperpendicularaladireccióndelacarga,paraunafuerzadeaplastamientomayorque2.0dt Fu. Un límite superior de 3.0dt Fusirveparaanticiparqueelagujeroseovale(deformaciónmayorque6mm)ensuresistenciamáxima.
Además, para simplificar y generalizar tales cálculos de resistencia de aplastamiento, las disposicionesactualessehanbasadoenformulacionesdedistancialibre.Disposicionesanterioresutilizabanlasdistanciasalosbordesyelespaciamientodepernosmedidosentreelcentrodeagujerosconfactoresdeajusteparatomarencuentaeltipoyorienta-
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ción de agujeros variables, así como también los requisitos de distancia mínima al borde.
11. Conectores de Tracción
Con cualquier configuración de conexión donde los conectores transmitan una carga de tracción a la pared de un perfil tubular, debe utilizarse un análisis racional para determi-nar los estados límite apropiados. Estos deben incluir el mecanismo de línea de fluencia en la pared del perfil tubular y/o el desgarre de la pared del perfil tubular, además de estados límite aplicables para los conectores solicitados a tracción.
J4. ELEMENTOS AFECTADOS DE MIEMBROS Y ELEMENTOS CONECTADOS
Las Secciones J4 y J5 de las ediciones anteriores de la Especificación han sido combi-nadasenlaSecciónJ4.
1. Resistencia de Elementos en Tracción
Los ensayos han demostrado que la fluencia ocurrirá en la sección bruta antes que la capacidadúltimadelasecciónnetaseaalcanzadasilarazónAn/Agesmayoroigualque0.85(Kulakyotros,1987).Debidoaquelalongituddeloselementosconectoresespequeñacomparadaconlalongituddelmiembro,selimitaladeformacióninelásticadelasecciónbruta.Porlotanto,selimitaeláreanetaefectivaAndelelementoconectora0.85Ag,enreconocimientodelalimitadacapacidadparadeformarseinelásticamenteyparaproveerunareservadecapacidad.
2. Resistencia de Elementos en Corte
En las ediciones anteriores de las Especificaciones LRFD, el factor de resistencia para fluencia en corte ha sido 0.90, equivalente a un factor de seguridad de 1.67. En ASD, la tensión de fluencia en corte admisible ha sido 0.40Fy,equivalenteaunfactordese-guridad de 1,5. Para poder realizar en esta Especificación un alcance LRFD consistente con las ediciones anteriores de la Especificación ASD, los factores de resistencia y de seguridad para fluencia en corte en esta Especificación son 1.0 y 1.5, respectivamente. ElincrementoenlaresistenciadediseñoLRFDresultantedeaproximadamente10%sejustifica por una larga historia de desempeño satisfactorio en el uso del método ASD.
3. Resistencia de Bloque de Corte
Losensayosenvigasdestajadasindicanqueelmododefalladedesgarre(fractura)pue-de ocurrir a lo largo del perímetro de los agujeros de los pernos tal como se muestra en laFiguraC-J4.1(BirkemoeyGilmor,1978).Estemododebloquedecortecombinalafalladetracciónenunplanoylafalladecorteenelplanoperpendicular.Latrayectoriade falla se define por los ejes centrales de los agujeros de los pernos.
Elmododefalladebloquedecortenoestálimitadosolamenteavigascondestajesensusextremos;otrosejemplossemuestranenlasFigurasC-J4.1yC-J4.2.Elmododefalla de bloque de corte debe ser revisado alrededor del perímetro de conexiones sol-dadas.
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Esta Especificación ha adoptado un modelo conservador para predecir la resistencia de bloquedecorte.Elmododefallaenalmasdevigayángulosdestajadosesdiferentequeeldegussetsdebidoaquelaresistenciadecorteestápresentesolamenteenunplano,encuyocasodebeexistirciertarotaciónenelbloquedelmaterialqueestáentregandolaresistenciatotal.Aunqueseobservalafallaentracciónatravésdelasecciónnetaenelplanoextremo,ladistribucióndetensionesdetracciónnosiempreesuniforme(RiclesyYura,1983;KulakyGrondin,2001a).Unfactordereducción,Ubs,sehaincluidoenlaEcuaciónJ4-5paraaproximarladistribucióndetensionesnouniformeenelplanodetracción. La distribución de tensiones es no uniforme en la conexión de dos filas mos-trada en la Figura C-J4.2(b) porque las filas de los pernos cercanos al extremo de la viga tomanlamayorcargadecorte.
Figura. C-J4.1. Superficie de falla para estado límite de bloque de corte.
El bloque de corte es un fenómeno de fractura o desgarre, no un estado límite de fluen-cia. Sin embargo, la fluencia de la sección bruta en el plano de corte puede ocurrir cuandocomienzaeldesgarredelplanodetracciónsi0.60Fu Anvexcedede0.60Fy Agv.Porlotanto,laEcuaciónJ4-5imponequeeltérmino0.60Fy Agbnodebesermayorque0.60FuAnv. La Ecuación J4-5 es consistente con la filosofía del Capítulo D para miem-bros en tracción donde el área bruta es utilizada para el estado límite de fluencia y el área neta es utilizada para el estado límite de ruptura.
Po
Falla por desgarrede porción sombreada
Falla por desgarrede porción sombreada
Área de Tracción
Área de Tracción
Área de Corte
Área de Corte
DestajeViga
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Figura. C-J4.2. Distribución de tensiones de tracción en bloque de corte.
4. Resistencia de Elementos en Compresión
Para simplificar los cálculos de conexiones, se usa la resistencia nominal de los elemen-tosencompresiónFy Agcuandolarazóndeesbeltezdelelementoesmenorque25,queesunpequeñoaumentosobreelquesehubieraobtenidoalutilizarlasdisposicionesdelCapítulo E. Para elementos esbeltos, se deben aplicar las disposiciones del Capítulo E.
J5. PLANCHAS DE RELLENO
Laprácticausualdesuministrarplanchasderellenoparaagregarconectoresadicionales,demaneratalqueellosefectivamenteseanunaparteintegraldelcomponenteconectadoencorte,noserequierecuandounaconexiónesdiseñadaparadeslizarbajonivelesderesistenciarequeridasdelmiembro.Entalesconexiones,laresistenciaaldeslizamientoentrelaplanchaderellenoycualquierparteconectadaescomparablealasituaciónenquenoexistelaplanchaderellenoentrelaspartesconectadas.
(b) Casos para cuando Ubs = 0.5
(a) Casos para cuando Ubs = 1.0
Conexiones de vigade una fila
Extremos de ángulo
Ángulo soldado
Placas Gusset
Conexiones de vigade múltiples filas
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Lasplanchasderellenopuedenserutilizadasenjuntasdetraslapedeconexionessol-dadasqueempalmanpartesdediferentesespesores,odondepuedahaberunpequeñoespacioenlajunta.
J6. EMPALMES
Laresistencianominaldeunaplanchapequeñapuedeserdesarrolladacuandoseutilizaun empalme soldado de tope en vigas. Para otras conexiones es suficiente entregar una conexiónqueresistalacargarequeridadelajunta.
J7. RESISTENCIA DE APLASTAMIENTO
En general, el diseño de resistencia de aplastamiento de superficies laminadas es gober-nado por el estado límite de aplastamiento (fluencia de compresión local) bajo cargas nominales,resultandoenunatensiónde0.9Fy.Seentregaunaseguridadadecuadaporla resistencia de post-fluencia en la medida que aumenta la deformación. Ensayos en conexiones con pasadores (Johnston, 1939) y con balancines (Wilson, 1934) han confir-madoestecomportamiento.
Tal como se ha utilizado a través de la Especificación, los términos “superficie lamina-da”, “laminado” y “laminación” tienen el propósito de incluir superficies que han sido debidamenteaserradasoterminadasparaobtenerunplanoefectivoportodoslosmediosposibles.
J8. BASES DE COLUMNAS Y APLASTAMIENTO DEL CONCRETO
LasdisposicionesdeestaSecciónsonidénticasadisposicionesequivalentesenlaACI318(ACI,2002).
J9. BARRAS DE ANCLAJE E INSERTOS
El término “perno de anclaje” es utilizado para barras roscadas insertas en el concreto para anclar el acero estructural. El término “barra” tiene el motivo de indicar claramente queestassonbarrasroscadasynopernosestructurales,ydebenserdiseñadascomopartesroscadas mediante la Tabla J3.2 utilizando el material especificado en la Sección A3.4.
Generalmente,lamayorfuerzadetracciónnecesariaparadiseñarlabarradeanclajeesaquella producida por el momento de flexión en la base de la columna e incrementada por cualquier levantamiento causado por la tendencia al volcamiento de la edificación bajocargalateral.
Raravezelcorteenlabasedelacolumnaesresistidaporelaplastamientodelaplacabasedelacolumnaencontradelasbarrasdeanclaje.Aunconsiderandoelmenorco-eficiente de deslizamiento posible, la fricción debida a la carga vertical de la columna es más que suficiente para poder resistir cualquier cantidad de corte desde la columna ypodertransferirlaalafundación.Laúnicaexcepciónposibleesenlabasedemarcosarriostradosymarcosdemomentodondegrandescargasdecortepuedanrequerirquelatransferenciadecortesearealizadaporinsertarlabasedelacolumnaoentregarunallavedecorteenlapartesuperiordelafundación.
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SerecomiendanlostamañosdeagujerodebarradeanclajeenumeradosenlasTablasC-J9.1yC-J9.1Mparaacomodarlatoleranciarequeridaenlainstalacióndelasbarrasdeanclajeenelconcreto.Estostamañosdeagujeromayoresnosonperjudicialesparalaintegridaddelaestructurasoportadasiemprequeseutilicenlasarandelasogolillasapropiadas.Se acepta el agujero levemente cónicoque resultade lasoperacionesdepunzonadoocortetérmico.
Cuandoseutilizanplanchascomoarandelasogolillasparasolucionarelcortehorizon-tal, se debe considerar la flexión en la barra de anclaje en el diseño y el trazado de las barrasdeanclajedebeconsiderarlaholguradelasplanchasarandelasogolillas.Enestecasosedebeentregarespecialatenciónalasholgurasdelasoldadura,laaccesibilidad,lasdistanciasalbordeenplanchasarandelasogolillas,yelefectode las toleranciasentrelabarradeanclajeyelbordedelagujero.
Esimportantequelacolocacióndelasbarrasdeanclajeseacoordinadaconlacoloca-ción y el diseño del refuerzo de acero en las fundaciones así como también en el diseño y tamañototaldelasplacasbase.Serecomiendaqueeldispositivodeanclajeenextremoinferiordelabarradeanclajesealomáspequeñoposibleparaevitarinterferenciaconelrefuerzodeaceroenlafundación.Unatuercahexagonalpesadaounacabezaforja-dasonadecuadasparadesarrollarelconodecortedelconcreto.VerDeWolfyRicker(1990)paraeldiseñodeplacasbaseybarrasdeanclajejuntoconelCódigoACI318(ACI,2002)yelACI349(ACI,2001)paradiseñodeinsertos.TambiénverelEstán-darOSHASafety and Health Regulations for Construction – 29 CFR 1926 Subparte R – Montaje de Acero (OSHA, 2001) para el diseño de barras de anclaje y requisitos de construcciónparalaseguridadenelmontaje.
TABLA C-J 9.1Diámetros de Agujeros para
Pernos de Anclaje, inDiámetro
Pernos de AnclajeDiámetro AgujeroPerno de Anclaje
1/2
5/8
3/4
7/8
1
11/4
11/2
13/4
≥2
11/16
13/16
15/16
19/16
113/16
21/16
25/16
23/4
db + 11/4
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J10. ALAS Y ALMAS CON CARGAS CONCENTRADAS
Esta Especificación separa los requisitos de resistencia del ala y del alma en distintas categorías que representan distintos estados límite, específicamente, flexión local del ala (Sección J10.1), la fluencia local del alma (Sección J10.2), el aplastamiento del alma (SecciónJ10.3),elvolcamientodelalma(SecciónJ10.4),elpandeodelalmaencompre-sión(SecciónJ10.5)yelcortedelazonapaneldelalma(SecciónJ10.6).
Estas disposiciones para los estados límite se aplican para dos tipos diferentes de cargas concentradasnormalesalasalasdelmiembro.
Lascargasconcentradassimplespuedenserdetracción(talescomoaquellasentregadasporcolgadoresen tracción)odecompresión (talescomoaquellasentregadaspor lasplanchasdeapoyoenlasposicionesinterioresdevigas,lasreaccionesenlosextremosde vigas y otro tipo de conexiones de apoyo). La flexión local del ala aplica solamente para carga de tracción, la fluencia local del alma aplica tanto para cargas de tracción y de compresión, y el resto de estos estados límite aplica solamente para cargas de compre-sión.Lascargasconcentradasdobles,unadetracciónylaotradecompresión,formanunaparejaenelmismoladodelmiembrocargado,talcualloentreganlasalasdelascolumnasatravésdeconexionesdemomentosoldadasoapernadas.
Losatiesadores transversales, tambiéndenominadosplanchasdecontinuidad,yplan-chas de refuerzodel alma se requieren solamente cuando la demanda (la carga con-centrada transversal)excede la resistenciadisponible.Esusualmentemáseconómicoescogerunmiembromáspesadoquesuministratalrefuerzo(Carter,1999;Troup,1999).Lademandapuedeserdeterminadacomolamayorcargadelalaparatodosloscasosdecarga,aunquelademandapuedesertomadatambiéncomoeláreabrutadelapéndiceque desarrolla la carga multiplicada por la resistencia de fluencia mínima especificada, Fy.Losatiesadoresy/orefuerzosysussoldadurasdeconexiónsondimensionadospara
TABLA C-J 9.1 MDiámetros de Agujeros para
Pernos de Anclaje, mmDiámetro
Pernos de AnclajeDiámetro AgujeroPerno de Anclaje
18
22
24
27
30
33
36
39
42
32
36
42
48
51
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la diferencia entre la demanda y la resistencia del estado límite aplicable. En las Seccio-nesJ10.7yJ10.8seentreganlosrequisitosparalosatiesadoresyenlaSecciónJ10.9seentreganlosrequisitosparalasplanchasderefuerzo.
1. Flexión Local del Ala
Siemprequeunacargadetracciónseaaplicadapormediodeunaplanchasoldadaaunala, aquella ala debe ser suficientemente rígida para prevenir la deformación del ala y la correspondienteconcentracióndealtastensionesenlasoldaduraalineadaconelalma.
La longitud de ala efectiva de la columna para flexión local del ala es 12tf(Gram,Sher-bourne, Cavas y Jensen, 1960). Por lo tanto, se supone que se forman líneas de fluencia enelalaa6tf en cada dirección desde el punto de aplicación* de la carga concentrada. Para desarrollar un borde fijo consistente con las hipótesis de este modelo, se requiere deunvaloradicionalde4tf,yporende,untotalde10tfparalaresistenciacompletadeflexión del ala entregada en la Ecuación J10-1. Si no se presenta un estudio aplicable, unareducciónde50%hasidointroducidaparaloscasosdondeelpuntodeaplicacióndelacargaconcentradaesmenorque10tfdesdeelextremodelmiembro.
LaresistenciaentregadaporlaEcuaciónJ10-1fueoriginalmentedesarrolladaparaco-nexionesdemomentopero también se aplicapara cargas concentradas simples talescomocolgadoresen tracciónconsistentesenunaplacasoldadaalala inferiordeunavigaytransversalalalmadelaviga.Enlosensayosoriginales,laresistenciaentregadapor la Ecuación J10-1 fue pensada para entregar un límite inferior de la carga requerida paraprovocarlafracturadelasoldadura,quefueempeoradaportensionesdisparesydemandasdedeformaciónenlasoldaduracausadaporladeformacióndelala(Graham,SherbourneyKhabbaz,1959).
Estudios recientes en soldaduras con requisitos mínimos de tenacidad Charpy (CVN) muestranquelafracturadelasoldadurayanoesunmododefallacuandolaresistenciaentregadaporlaEcuaciónJ10-1esexcedida.Másbien,seencontróquelaresistenciaen-tregadaporlaEcuaciónJ10-1esmenosconsistentequelacargarequeridaparasepararlasalas en secciones típicas de columna en 6 mm (Hajjar, Dexter, Ojard, Ye y Cotton, 2003; Prochnow,Ye,Dexter,HajjaryCotton,2000).EstacantidaddedeformacióndelalaesdelordendelastoleranciasdelaASTMA6,ysecreequeladeformacióndealaexcedeestenivelyquepuedeserperjudicialenotrosaspectosdeldesempeñodelmiembro,talescomopandeo localdelalma.Aunqueestadeformaciónpuedeocurrir tambiénbajocargasdecompresiónnormal(debidoaquelapreocupaciónoriginaleralafracturadelasoldadura).Por lo tanto, no se necesita revisar la flexión local del ala para cargas de compresión.
La disposición en la Sección J10.1 no es aplicable para conexiones de momento deplanchaextremaymedianteseccionesT.Paraestasconexiones,verCarter(1999)oelManual de Construcción en Acero AISC(AISC,2005a).
2. Fluencia Local del Alma
Las disposiciones de fluencia local del alma (Ecuaciones J10-2 y J10-3) aplican a ambas cargasdecompresiónytraccióndeconexionesdesoporteydemomento.Estasdisposi-ciones están pensadas para limitar la extensión de la fluencia en el alma de un miembro
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enquelacargaestásiendotransmitida.Estasdisposicionesestánbasadasenensayosdeconexionesviga-columnasoldadasdirectamenteaamboslados(ensayoscruciformes)(SherbourneyJensen,1957)yfueronderivadasalconsiderarunazonadetensionesquese dispersa con una inclinación de 2:1. Graham y otros (1960) reportan ensayos de arran-que de plancha y sugieren que un gradiente de tensiones de 2.5:1 es más apropiado.
Ensayos recientes confirman que las disposiciones entregadas por las Ecuaciones J10-2 y J10-3 son ligeramente conservadoras y que la fluencia está confinada a una longitud consistente con la inclinación de 2,5:1 (Hajjar y otros, 2003; Prochnow y otros, 2000).
3. Aplastamiento del Alma
Lasdisposicionesparaelaplastamientodelalma(FórmulasJ10-4yJ10-5)aplicansola-mente para cargas de compresión. Originalmente, el término “aplastamiento del alma” fueutilizadoconanterioridadparacaracterizarelfenómenoqueactualmenteesdeno-minado fluencia local del alma, que en ese entonces se pensaba que predecía adecuada-menteelaplastamientodelalma.LaprimeraedicióndelaEspecificación AISC-LRFD(AISC, 1986) fue la primera Especificación AISC que distinguió la diferencia entre la fluencia local del alma y el aplastamiento local del alma. El aplastamiento del alma fue definido como el surgimiento de arrugas en el alma con forma ondular directamente por debajo de la carga, o que ocurre en almas esbeltas, mientras que la fluencia local del alma es la fluencia de la misma área, que ocurre en almas de mayor espesor.
LasEcuacionesJ10-4yJ10-5estánbasadasenlainvestigaciónpublicadaporRoberts(1981).ElincrementoenlaEcuaciónJ10-5bpara N/d>0.2fuedesarrolladodespuésdeensayosadicionalespararepresentardemejorformaelefectodelongitudesdeapoyomayoresenlosextremosdelosmiembros(ElgaalyySalkar,1991).Todoslosensayosfueron conducidos en vigas de acero descubiertas sin la contribución benéfica esperada decualquierconexiónoaccesoriosdepiso.Porlotanto,lasdisposicionesresultantesseconsideranconservadorasparatalesaplicaciones.Kaczinski,Schneider,DexteryLu(1994) han reportado ensayos en vigas cajón celular con almas esbeltas y han confirma-doqueestasdisposicionestambiénsonapropiadasenestetipodeestructura.
Lasecuacionesfuerondesarrolladasparaconexionesdesoporteperotambiénsonapli-cablesdeformageneralaconexionesdemomento.
Elfenómenodeaplastamientosehaobservadoqueocurreenelalmaadyacentealalacargada.Porestarazón,senecesitadeunatiesador(oatiesadores)demediaprofundidado una plancha de refuerzo de media profundidad para eliminar este estado límite.
4. Pandeo Lateral del Alma
Lasdisposicionesparaelvolcamientodelalma(EcuacionesJ10-6yJ10-7)aplicansola-menteparacargasdecompresiónenconexionesdesoporteynoaplicanparaconexionesdemomento.Lasdisposicionesdevolcamientodelalmafuerondesarrolladasdespuésdeobservar unagran cantidadde fallas inesperadas envigas ensayadas (SummersyYura,1982;Elgaaly,1983).Enaquellosensayoslasalasencompresiónfueronarriostra-dasenlaubicacióndelacargaconcentrada,elalmafuesolicitadaencompresiónporunacargaconcentradaaplicadaenelalayelalaentracciónpandeó(verFiguraC-J10.1).
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El volcamiento del alma no ocurrirá en los siguientes casos:(aParaalasrestringidascontracualquierrotación(talcomocuandoseconectaaunalosa),cuando
h t
l bw
f
> 2 3.(C-J10-1)
(b)Paraalasnorestringidascontralarotación,cuandoh t
l bw
f
> 1 7. (C-J10-2)
dondeleselquesemuestraenlaFiguraC-J10.2.
Figura. C-J10.1. Pandeo lateral del alma.Elvolcamientodelalmapuedeserprevenidomedianteundiseñoapropiadodelarrios-tramientolateralodelosatiesadoresenelpuntodeubicacióndelacarga.Sesugierequeelarriostramientolocalenambasalasseadiseñadoparaun1%delacargaconcentradaaplicadaenesepunto.Cuandoseutilizanatiesadores,estosdebenextendersedesdeelpuntodecargahastaporlomenosunmediodelaprofundidaddelaviga.Además,elpardeatiesadoresdebediseñarseparatransferirlacargacompleta.Sisepermitelarotacióndelalacargada,nilosatiesadoresnilasplacasderefuerzosonefectivos.
5. Pandeo del Alma Comprimida
Ladisposiciónparapandeodelalmaencompresión(EcuaciónJ10-8)aplicasolamentecuandoexistencargasdecompresiónenambasalasdeunmiembroenlamismasección,talcomopuedeocurrirenelalainferiordedosconexionesdemomentoespalda-espaldabajo cargas gravitacionales. Bajo estas condiciones, el alma del miembro debe tenersurazóndeesbeltezlimitadaparaevitarlaposibilidaddepandeo.LaEcuaciónJ10-8esaplicableparaunpardeconexionesdemomento,yparaotrosparesdecargasdecompresiónaplicadasenambasalasdelmiembro,paralocualN/desaproximadamentemenorque1.CuandoN/dnoespequeño,elalmadelmiembrodebeserdiseñadacomoun miembro en compresión de acuerdo con el Capítulo E.
Pandeo lateral del alma
Ala de tracción
Riostra
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ι = L
ι = L
x
x
x
x
ι = L
ι = L / 2
L / 2
x = Punta arriostrada
Figura. C-J10.2. Longitud de ala no arriostrada para volcamiento del alma.
LaEcuaciónJ10-8esdeclaradaenunacondicióndecargadelmiembrointerior.Enlaausenciadeunainvestigaciónaplicable,sehaintroducidounareducciónde50%paraloscasosendondelascargasdecompresiónestáncercadelextremodelmiembro.
6. Corte en la Zona Panel del Alma
Las tensiones de corte en el alma de una columna pueden ser significativas dentro de la frontera de la conexión rígida de dos o más miembros con sus almas en un plano común. Talesalmasdebenserreforzadascuandolacargarequerida ∑FuparaLRFDo∑FparaASDalolargodelplanoA-AenlaFiguraC-J10.3excedelaresistenciadelalmadecolumnadisponibleφRvoRv/Ω , respectivamente, donde
paraLRFD (C-J10-3a)∑ = + −FM
d
M
dV
uu
m
u
mu
1
1
2
2
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y
Mu1=Mu1L+Mu1G=lasumadelosmomentosdebidoalascargaslaterales mayoradas,Mu1L,ylosmomentosdebidoalascargasgravitacionales mayoradas,Mu1,enelladoabarloventodelaconexión,T-m(N-mm).Mu2=Mu2L+Mu2G=ladiferenciaentrelosmomentosdebidoalascargas lateralesmayoradas,Mu2L,ylosmomentosdebidoalascargas gravitacionalesmayoradas,Mu1G,enelladoabarloventodelaconexión, T-m(N-mm)
paraASD∑ = + −F
M
d
M
dVa
m
a
m
1
1
2
2 (C-J10-3b)
y
Ma1 = Ma1L
+Ma1G
=lasumadelosmomentosdebidoalascargas lateralesnominales,M
a1L,ylosmomentosdebidoalascargas
gravitacionalesnominales,Ma1G
,enelladoabarloventodela conexión,T-m(N-mm)Ma2 =M
a2L+M
a2G=ladiferenciaentrelosmomentosdebidoalas
cargaslateralesnominales,Ma2L
,ylosmomentosdebidoalas cargasgravitacionalesnominales,M
a1G,enelladoabarlovento
delaconexión,T-m(N-mm)dm1,dm2 =distanciaentrelascargasdealaenlaconexióndemomento,cm(mm)
Históricayconservadoramente,sehautilizadoparadmunvalorde0.95veceslapro-fundidaddelaviga.
Cuandosecumpleque∑Fu ≤ φRvparaLRFDoque∑F ≤ Rv /Ω para ASD, entonces noesnecesariorefuerzo,enotraspalabrastrec ≤ tw,dondetweselespesordelalmadelacolumna.
LasEcuacionesJ10-9yJ10-10limitanelcomportamientodelazonapanelenelrangoelástico.Mientrastalespanelesdeconexiónposeanlargasreservasdecapacidadmásallá de la fluencia de corte general, las correspondientes deformaciones inelásticas de juntapuedenafectaradversamentelaresistenciaylaestabilidaddelmarcoodelpiso(Fielding y Huang, 1971; Fielding y Chen, 1973). La fluencia por corte de la zona panel afectalarigidezglobaldelmarcoy,porlotanto,losefectosdesegundoordenresul-tantes pueden ser significativos. La expresión de interacción corte/axial de la Ecuación J10-10,talcomosemuestraenlaFiguraC-J10.4,entregauncomportamientoelásticodelpanel.
Cuandosedaunaductilidaddeconexiónadecuadayelanálisisdelmarcoconsideralasdeformacionesinelásticasdelazonapanel,entonceslaresistenciadecorteinelásticoadicionalsereconoceenlasEcuacionesJ10-11yJ10-12porelfactor
231 cf cf
b c w
b td d t
+
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COMENTARIOS 16-433
PAR
TE
16
Figura. C-J10.3. Cargas LRFD en zona panel (cargas ASD son similares).
Estaresistenciadecorte inelásticahasidofrecuentementeutilizadaparaeldiseñodemarcosenzonasdealtasismicidadydebenserutilizadoscuandolazonapanelesdise-ñadaparadesarrollarlaresistenciadelosmiembrosdelosqueestáformada.
Laexpresióndeinteraccióncorte/axialincorporadaenlaFórmulaJ10-12(verlaFiguraC-J10.5)reconocequecuandoelalmadelazonapanelhasufridocompletamentedefluencia en corte, la carga axial de la columna es transmitida por las alas.
Figura. C-J10.4. Interacción elástica de corte y carga axial.
Vu
A
Corte de piso, Vu
A
Σ Fu
Mu1Mu2
d m2
dc
Resistencia axial requerida normalizada, Pr / Pc
Resistencia axial requerida normalizada, Pr / Pc
Res
iste
ncia
cor
tere
quer
ida
norm
aliz
ada
Res
iste
ncia
cor
tere
quer
ida
norm
aliz
ada
0,6
F y d
c t w
Rv
0,6
F y d
c t w
Rv
1.0
1.0
1.0
1.0
0.4
0.4
0.75
0.73b
cft²
cfd
bd
ctw
(1+
)
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16-434 COMENTARIOS
Figura. C-J10.5. Interacción inelástica de corte y carga axial.
7. Extremos de Vigas no Restringidos
Serequierenatiesadoresdealturacompletaenlosextremosdelasvigasnorestringidosparaevitarlatorsiónentornodesuejelongitudinal.
8. Requisitos Adicionales para los Atiesadores para Cargas Concentradas
Para el diseño de los atiesadores de columnas, veánse las Guías de Diseño de Carter (1999),Troup(1999),yMurriaySumner(2004).
Para perfiles H enderezados mediante rodillos, algunas veces se encuentra un área de tenacidadreducidaenunaregiónlimitadadelalmainmediatamenteadyacentealala,referida como el “área k”, tal como se ilustra en la Figura C-J10.6 (Kaufmann, Metro-vich,PenseyFisher,2001).Despuésdel terremotodeNorthridgede1994,hubounatendencia a especificar planchas de continuidad más gruesas que eran soldadas de tope alalmayalala,yplacasderefuerzogruesoqueeranusualmentesoldadosdetopeenel espacio entre la planchade refuerzoy las alas.Estas soldaduras fueron altamenterestringidasypuedenhabercausadoelagrietamientodurantelafabricaciónenalgunoscasos(Tide,1999).
AISC(1997a)recomiendaquelassoldadurasparaplanchasdecontinuidaddebenter-minar lejos del área k, que se define como la “región que se extiende aproximadamente desde el punto medio del radio del filete dentro del alma hasta aproximadamente una distancia entre 25 y 38 mm más allá del punto tangencial entre el filete y el alma”.
Resistencia axial requerida normalizada, Pr / Pc
Resistencia axial requerida normalizada, Pr / Pc
Res
iste
ncia
cor
tere
quer
ida
norm
aliz
ada
Res
iste
ncia
cor
tere
quer
ida
norm
aliz
ada
0,6
F y d
c t w
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0,6
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Rv
1.0
1.0
1.0
1.0
0.4
0.4
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COMENTARIOS 16-435
PAR
TE
16
Figura. C-J10.6. “Zona k” representativa de un perfil de ala ancha.
Losensayosrecientesdearranquedeplanchas(DexteryMelendrez,2000;Prochnowyotros,2000;Hajjaryotros,2003)ylosensayosdejuntasviga-columnaaescalareal(Bjorhovde, Goland y Benac, 1999; Dexter, Hajjar, Prochnow, Graeser, Galambos yCotton,2001;Lee,Cotton,Dexter,Hajjar,YeyOjard,2002)handemostradoqueesteproblema puede ser evitado si los atiesadores de la columna son soldados con filete tanto al alma y a las alas, la esquina es recortada al menos 38 mm, y las soldaduras de filete sondedetencióncorta,talcomosemuestraenlaFiguraC-J10.7.Estosensayostambiénmuestranquelasoldaduradetopedelosatiesadoresalasalasoalalmaesinnecesaria,y que las soldaduras de filete tienen un buen desempeño sin problemas. Si existe alguna inquietud sobre el desarrollo de los atiesadores utilizando soldaduras de filete, el recorte delaesquinapuederealizarsedemaneraqueladimensiónalolargodelalasea20mmyladimensiónalolargodelalmasea38mm.
Ensayosrecientestambiénhandemostradolaviabilidaddelasplanchasderefuerzoconsoldaduras de filete a las alas, tal como se muestra en la Figura C-J10.8 (Prochnow y otros,2000;Dexteryotros,2001;Leeyotros,2002,Hajjaryotros,2003).Seencontróquenoesnecesariosoldardetopelasplanchasderefuerzoyquenonecesitanestarencontactoconelalmadelacolumnaparasercompletamenteefectivas.
9. Requisitos Adicionales de las Planchas de Refuerzo para Cargas Concentradas
Cuandoserequiera,lasplanchasderefuerzodebenserdiseñadasutilizandolosrequisi-tos del estado límite apropiado para el tipo de carga. La suma de las resistencias del ele-mentodelmiembroydela(s)placa(s)derefuerzodebenexcederlaresistenciarequeridaylaplacaderefuerzodebesersoldadaalelementodelmiembro.
25 hasta 38 mm
25 hasta 38 mm
5/16 in. ( 7.9mm)
5/16 in. ( 7.9mm)
5/16 in. ( 7.9mm )
5/16 in. ( 7.9mm )
Área de potencial disminuciónde tenacidad en perfiles Henderezadas por rodillos
k
k
1 1/2 in.( 38 mm )
1 1/2 in.( 38 mm )
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16-436 COMENTARIOS
25 hasta 38 mm
25 hasta 38 mm
5/16 in. ( 7.9mm)
5/16 in. ( 7.9mm)
5/16 in. ( 7.9mm )
5/16 in. ( 7.9mm )
Área de potencial disminuciónde tenacidad en perfiles Henderezadas por rodillos
k
k
1 1/2 in.( 38 mm )
1 1/2 in.( 38 mm )
Figura. C-J10.7. Ubicación recomendada para soldaduras de filete de atiesadores para evitar el contacto con la “zona k”.
Figura. C-J10.8. Ejemplo de detalle de placa de refuerzo y atiesadores con soldadura de filete.
PI. 1/2 in. x 5 in. (E.S. typ.)
PI. 1/2 in. (E.S. typ.)
Clip 1 in. x 1 in. typ.
Sección A-A
TYP
TYPTYP
TYP
5/16 in.
5/16 in.
11/16 in.3/8 in.
3/8 in.
7/8
in.
apro
x.
W 24 x 94
W 1
4 x
193
A
A
6 in
.
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COMENTARIOS 16-437
PAR
TE
16
CAPÍTULO K
DISEÑO DE CONEXIONES DE PERFILES TUBULARES
El Capítulo K trata de la resistencia de las conexiones soldadas de miembros tubulares. Las disposicionesestánbasadasenlosmodosdefallaquehansidoreportadoseninvestigacionesinternacionales en tubos, muchos de estos siendo auspiciadosy sintetizadospor el CIDECT(Comité Internacional para el Desarrollo y el Estudio de la Construcción Tubular) desde ladécada de 1960. Este trabajo también ha recibido una revisión crítica del Instituto Internacio-nal de Soldadura (IIW), Subcomisión XV-E en “Uniones Soldadas en Estructuras Tubulares”. LasrecomendacionesparaeldiseñodelaconexióntubularestángeneralmentedeacuerdoconlaúltimaedicióndelasrecomendacionesdediseñodeestaSubcomisión(IIW,1989).Sehanrealizado algunas modificaciones menores a las disposiciones recomendadas de la IIW ya que algunos estados límite han sido realizados por la adopción de las formulaciones para los mismos estados límite en otras partes de esta Especificación. Las recomendaciones IIW para el diseño de conexiones referidas arriba han sido implementadas y suplementadas también en guías de diseñoposterioresporCIDECT(Wardenier,Kurobane,Packer,Dutta,yYeomans,1991;Packer,Wardenier, Kurobane, Dutta y Yeomans, 1992), en las guías de diseño del Instituto Canadiense deConstrucciónenAcero(PackeryHenderson,1997)yenelEurocódigo3(2002).PartesdeestasrecomendacionesdediseñoIIWfueronincorporadastambiénenlaAWS(2004).UnagrancantidaddedatosgeneradosporlosprogramasdeinvestigacióndelCIDECTamediadosdeladécada de 1980 se resumen en la Monografía No. 6 de CIDECT (Giddings y Wardenier, 1986). MayorinformaciónsobrelaspublicacionesyreportesdelCIDECTpuedenserobtenidosdesdesu página web: www.cidect.com.
LosalcancesdelasSeccionesK2yK3muestranquelosejescentralesdelasramasyloscor-dones deben estar contenidos en el mismo plano. Para otras configuraciones, tales como las conexionesmultiplanares,conexionesconextremosderamasadelgazadasparcialocompleta-mente,conexionesdedoblecordón,conexionesconunaramaqueescompensadademaneraquesuejecentralnoseintercepteconelejecentraldelcordón,oconexionesconramasredon-dasunidasacordonescuadradosorectangulares,sepuedenutilizarlasdisposicionesdelIIW(1989),CIDECT,Wardenieryotros(1991),Packeryotros(1992),CISC,PackeryHenderson(1997), Marshall (1992), AWS (2004) u otra guías de diseño o ensayos verificados.
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16-438 COMENTARIOS
K1. CARGAS CONCENTRADAS EN SECCIONES TUBULARES
1. Definición de Parámetros
La notación utilizada en el Capítulo K se ilustra en la Figura C-K1.1.
Figura C-K1.1. Notación común para conexiones tubulares.
2. Límites de Aplicación
Los límites de aplicación en la Sección K1.2 se originan principalmente a las limitacio-nesenlosensayosrealizadosalafecha.
3. Carga Concentrada Distribuida Transversalmente
Las Secciones K1.3 y K1.4, aunque se refieren a todas las cargas concentradas en tubos, estánorientadasparticularmentealasconexionessoldadasplancha-tuboysuaplicaciónmostradaenformatabularenlaTablaC-K1.1(a)y(b).Ademásdelasdisposicionesde diseño en la Especificación, la Tabla C-K1.1 (b) también entrega las resistencias de flexión para algunas conexiones plancha-tubo redondo. La mayoría de estas ecuaciones (despuésdelaaplicacióndelosfactoresderesistenciaapropiadosparaLRFD)formanparte de las Guías de Diseño 1 y 3 de CIDECT (Wardenier y otros, 1991; Packer y otros, 1992) con actualizaciones de acuerdo con la Guía de Diseño 9 de CIDECT (Kurobane, Packer,WardenieryYeomans,2004).Estaúltimaincluyerevisionesparalasconexioneslongitudinalesplancha-tuborectangular(EcuaciónK1-9)basadaenextensivosestudiosexperimentalesynuméricosreportadosporKosteskiyPacker(2003).Lasdisposicionespara el estado límite de aplastamiento de la pared lateral de tubos rectangulares, Ecua-cionesK1-5yK1-6,formanpartedelasexpresionesdeaplastamientodealmaenotras
Db
Bb BbDb
tb tb
+e
tg
H
B
Hb Hb
D
-e
q
p
traslape = q x 100%
p
θ θ
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COMENTARIOS 16-439
PAR
TE
16
partes de esta Especificación, y no son recomendaciones del CIDECT o IIW. Si una co-nexiónlongitudinalplancha-tuborectangularesrealizadapasandolaplanchaatravésdeunaranuraeneltuboyluegosesueldalaplanchaporambascarasdeltuboparaformaruna “conexión de plancha atravesada”, la resistencia nominal puede ser tomada como dosveceslaentregadaporlaEcuaciónK1-9(KosteskiyPacker,2003).
TABLA C-K 1.1 (a)Resistencia Nominal de Conexiones
Plancha –Tubo RectangularTipo de Conexión Resistencia Nominal de la Conexión
Plancha Longitudinal
Bp
B
t
t
tp
tp
N
B
H
N
B
Bpwhere po =
β ≤ 0.85 Criterio: Plastificación de la Pared del Cordón
Plancha Transversal
Bp
B
t
t
tp
tp
N
B
H
N
B
Bpwhere po =
donde =Bp
B
β= 1.0 Criterio: Resistencia de la Pared del Tubo
Tracción y Compresión: Rn = 2Fyt [5k + N]Compresión en Conexiones T:
Compresión en Conexiones Cruciformes:
0.85 ≤ β ≤ 1 - 2t/B Criterio: Falla corte por punzonamiento
Rn = 0.6 Fyt [2tp + 2Bep]
Todo β Criterio: distribución de carga no uniforme
Funciones y Rango de Validez
para paredes de tubos cargados transversalmente ≤40 para conexiones longitudinales
para conexiones transversales
k = radio de doblado exterior en tubos rectangulares 1.5t Qt = 1.0 (cordón en compresión, para conexiones transversales)
Qf = 1.3 − 0.4U
but ≤ 1.0 (Cordón en compresión, para conexiones transversales)
Qf = 1 − U2 (para conexiones longitudinales)
Rn =Fyt2
1 −tp
B
2NB
+ 4 1 −tp
BQ f
Bt
≤ 35
Rn = 1.6t2 1 +3N
H − 3tEFy Qf
Rn =48t3
H − 3tEFy Qf
Rn =10B/ t
FytBp ≤ FyptpBp
0.25 <Bp
B≤ 1.0
Bep =10Bp
B/ tbut ≤ Bp
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16-440 COMENTARIOS
Lasecuacionesentregadaspara lasconexionestransversalesplancha-tubopuedenseradaptadastambiénparalasconexionesdemomentoparcialmenterestringidasvigaalaancha-tubo,altratarlasalasdelavigacomounpardeplacastransversaleseignorandoelalmadelaviga.Paratalesconexionesdevigadealaancha,elmomentodevigaseproduce por una par de fuerzas en las alas de la viga. La resistencia de flexión de la conexiónesentoncesentregadaporlaresistenciadelaconexiónplancha-tubomultipli-cadaporladistanciaentreloscentrosdelasalasdelaviga.EnlaTablaC-K1.1(a)noexiste una verificación para el estado límite de plastificación de la pared del cordón por lasconexionestransversalesplancha-tuborectangular,porqueestenogobiernaeldiseñoenloscasosprácticos.Sinembargo,siexisteunacargadecompresiónmayoreneltubo,comocuandoseutilizacomounacolumna,unodebepercatarsedequeestacargadecompresión en el miembro principal tiene un efecto negativo en la línea de fluencia del modo de falla de plastificación en la pared del cordón conector (vía el factor Qf).Entalcaso, el ingeniero estructural puede utilizar las recomendaciones de la Guía de Diseño 9 delCIDECT(Kurobaneyotros,2004).
TABLA C-K 1.1 (b)Resistencia Nominal de Conexiones
Plancha –Tubo RedondoResistencia Nominal de la Conexión
Tipo de Conexión Carga AxialFlexiónen el Plano
Flexiónfuera del
Plano
Plancha Longitudinal
Plastificación Cordón Mn = NRn—
Plancha Transversal
Bp
D t
Dt
N
— Mn = 0.5 BpRn
Funciones y Rangos de Validez
Bp
D t
Dt
N
R F tN
DQn y f= +
5 5 1 0 252. .
R F tB
D
Qn yp
f=−
2 5 5
1 0 81
.
.
D
t≤ 50 para conexiones T y ≤ 40 para conexiones cruz
para conexiones transversales (cordón en tracción)
pero ≤ 1.0 (cordón en compresión)
0 2 1 0. .< ≤B
Dp
Qf =1 0.
Q U Uf = − +( )1 0 0 3 1. .
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COMENTARIOS 16-441
PAR
TE
16
4. Carga Concentrada Distribuida Longitudinalmente en el Centro del Tubo y Actuando Perpendicular al Eje de la Sección
VerelcomentarioparalaSecciónK1.3.
5. Carga Concentrada Distribuida Longitudinalmente en el Centro del Tubo, y Actuando Paralela al Eje de la Sección
LaSecciónK1.5seaplicaalasconexionesdeplanchalongitudinalescargadasencorte.Estas recomendacionesestánbasadasenShermanyAles (1991),Sherman(1995a)ySherman (1996) que investigaron un gran número de conexiones simples de marcosentrevigasdealaanchaycolumnasdetuborectangular,enquelacargatransferidaerapredominantementecorte.Unarevisióndecostostambiénmuestraquelasconexionesdeplanchayángulossimpleseranlasmáseconómicas,siendolasconexionesdedobleángulo y T soldada de filete las más caras. Las conexiones de plancha atravesada y T biseladasoldadafueronalgunosdelosmáscaros(Sherman,1995a).Enunamplioran-go de las conexiones ensayadas, se identificó sólo un estado límite para las columnas de tubo rectangular: la falla de corte por punzonamiento relacionado con la rotación extremadelaviga,cuandounaplacadecortegruesaesunidaauntuborelativamentemás delgado. Esta regla de diseño es válida provisto que la pared del tubo no clasifica comounelementoesbelto.TambiénseharealizadounaextrapolacióndelainecuaciónK1-10paralascolumnasdetuboredondo,dadoquelasseccionesdetubosredondonoclasifican como elementos esbeltos.
6. Carga Axial Concentrada en el Extremo de un Tubo Rectangular con Plancha de Tapa
En la Sección K1.6, se entregan dos estados límite para la resistencia de las paredes de tuboscuadradosyrectangularescontransferenciadecargaatravésdelasplanchasdetapa(oelaladeuntrozodeT),comosemuestraenlaFiguraC-K1.2.Engeneral,eltuborectangularpuedetenerdimensionesdeB xH,perolailustraciónmuestralalongi-tud(oancho)deapoyo,N,orientadoparaladistribucióndecargalateralenlapareddedimensiónB. Se puede suponer una distribución conservadora de la pendiente de 2.5:1 paracadacaradelalmadelaT(Wardenieryotros,1991;KitipornchaiyTraves,1989),queproduceunanchodelacargadistribuidade(5tp+N) ≥ B.SiestoesmenorqueB,sólolasdosparedeslateralesdedimensiónBsonefectivaspararesistirlacarga,einclusoellassolamenteseránparcialmenteefectivas.Si(5tp+N) ≥ B,lascuatroparedesdeltuborectangularseránactivadas,ytodoserácompletamenteefectivo;sinembargo,la plancha de tapa (o el ala de un trozo de T) debe ser suficientemente gruesa para que estoocurra.EnlasEcuacionesK1-11yK1-12eltamañodecualquierpiedesoldadurahasidoconservadoramenteignorado.Sieltamañodelpiedesoldaduraesconocido,esaceptablesuponerladistribucióndecargadesdelospiesdelassoldaduras.ElmismomodelodedistribucióndecargamostradoenlaFiguraC-K1.2puedeseraplicadoparalasconexionesdetuboredondo-planchadetapa.
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16-442 COMENTARIOS
Figura C-K1.2. Distribución de una carga concentradaa través de la plancha de tapa.
K2. CONEXIONES DE TUBOS EN ENREJADOS
La clasificación de las conexiones de tubos de tipo enrejado tales como las conexiones enK(queincluyenlasN),Y(queincluyenlasT)oencruz(tambiénconocidascomoX),estánbasadasenelmétododetransferenciadefuerzaenlaconexión,noenlaaparienciafísica de la conexión. Ejemplos de tal clasificación se muestran en la Figura C-K2.1.
Comosemencionaen laSecciónK2,cuando las ramas transmitenpartedesucargacomoconexionesKypartedesucargacomoconexionesenT,Yocruz,elajustedecadaramaesdeterminadoporinteracciónlinealdelaporcióndelacargaderamain-volucradaencadatipodetransferenciadecarga.UnaconexiónenK,mostradaenlaFiguraC-K2.1(b), ilustraquelascomponentesdefuerzaderamanormalesalcordónpueden diferir hasta un 20% y aun así se puede estimar que exhiben un comportamiento deconexiónenK.Estoesparaconsiderarpequeñasvariacionesenlasfuerzasderamaa lo largo de un enrejado típico, causado por una serie de cargas puntuales del panel. Sinembargo,laconexiónNenlaFiguraC-K2.1(c)poseeunarazóndecomponentesdefuerza de rama normales al cordón de 2:1. En este caso, la conexión es analizada tanto comounaconexiónenK(confuerzasderamabalanceadas)ycomounaconexiónencruz (o X) puras (debido a que el resto de la carga de rama diagonal se transfiere a través de la conexión), tal como se muestra en la Figura C-K2.2. La siguiente verificación debe realizarse también para la rama diagonal en tracción en esa conexión:
(0.5P sinθ/resistenciadisponibleenlaconexiónenK)+(0.5Psinθ / resistencia disponible en la conexión en cruz) ≤ 1.0
B
5tp + N
tp
N
2.5
1
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COMENTARIOS 16-443
PAR
TE
16
CuandoeltamañodelaexcentricidadenunaconexiónenK(oenN)conexcentricidad[por ejemplo, Figura C-K2.1(a)] se torna larga y excede el límite de excentricidad, la “conexión en K” debe ser tratada como dos conexiones en Y independientes. En co-nexionesencruz,talcomosemuestraenFiguraC-K2.1(e),dondelasramasestáncercauna de otra o se traslapan, la “huella” combinada de las dos ramas puede ser tomada comoel áreacargadaenel cordón.En lasconexionesenK talescomo laFiguraC-K2.1(d),dondeunaramatienemuypocoonadadecarga,laconexiónpuedesertratadacomounaconexiónenY,talcomosemuestra.
El diseño de las conexiones tubulares soldadas está basado en los estados límite poten-ciales que pueden surgir en una geometría y solicitación de conexión en particular, que a la vez representan posibles modos de falla que pueden ocurrir dentro de cierto límites deaplicaciónpreestablecidos.
Algunos modos de falla típicos para conexiones de tipo enrejado, para el caso de tubos rectangulares,seentreganenlaFiguraC-K2.3.
1. Definición de Parámetros
Algunos parámetros se definen en la Figura C-K1.1.
2. Criterio para Tubos Redondos
Los límites de validez en la Sección K2.2(a) representan generalmente el rango de pará-metros sobre los cuales las ecuaciones han sido verificadas mediante experimentos. Las siguientes limitaciones requieren una explicación:
(2) El ángulo de rama mínimo es un límite práctico para una buena fabricación. Ángulosderamamenoressonposiblesdealcanzar,perosedebealcanzarunacuerdoprevioconelfabricante.
(5) El límite de esbeltez de pared para la rama en compresión es una restricción que previeneunareducciónenlaresistenciadelaconexiónporpandeolocaldelarama.
(6) El límite mínimo de la razón de ancho para conexiones en K con excentricidad ha sido añadida en esta Especificación como precaución, porque Packer (2004) demostróquepara razonesdeanchomenoresa0.4, laEcuaciónK2-6puedeserpotencialmentenoconservadoracuandoescontrastadaconlasecuacionespropuestas para el diseño de tales conexiones por el InstitutoAmericano delPetróleoAPI(API.1993).
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16-444 COMENTARIOS
P
gap
gap
0.2P sin-0
0.2P sin-0
0.2P sin-0
0.5P sin-0
0.5P sin-0
P
P
P P PP
P P P
P
P
P 1.2 P
1.2 P
PP
P
P1,2P
100%K
100%K
100%K
100%K
100%K
100%K
100%X
100%X
100%X
100%X
100%X
50%K50%X
100%K
100%Y
φ φφ
φ
φ
φ
φφφ
φ φ
φ φ
φ φ
φ φ
φ φ
φ φ
(a)
(c)
(e)
(g)
(i)
(b)
(d)
(f)
(h)
Dentro de latolerancia para:
+e
+e
Figura C-K2.1. Ejemplos de clasificación de conexión tubular.
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COMENTARIOS 16-445
PAR
TE
16
(7) La restricción en el tamaño mínimo de excentricidad es solamente estipulada paraqueseencuentredisponibleunespacioadecuadoparapermitirquesedes-empeñesatisfactoriamentelasoldaduraenlospiesdelasramas.
(8) La restricción en el tamaño mínimo de traslape es aplicada para que exista una interconexión adecuada de las ramas, para permitir la transferencia de corteefectivadesdeunaramahacialaotra.
LasdisposicionesentregadasenlasSeccionesK2.2byK2.2cestánbasadas,conlaex-cepción de la disposición de corte por punzonamiento, en expresiones semi-empíricas de la “resistencia característica”, que poseen una confiabilidad de 95%, tomando en cuenta la variación en los resultados experimentales así como también las variaciones típicas en las propiedades mecánicas y geométricas. Estas expresiones de “resistencia característica” son después multiplicadas por los factores de resistencia para LRFD o divididaspor losfactoresdeseguridadparaASDdemaneradepermitirunmododefalla relevante. En el caso del modo de falla de plastificación del cordón se aplica un factorφ de 0.9 y un factor Ω de 1.67, mientras que en el caso de punzonamiento se aplicaunfactorφ de 0.95 y un factor Ω de 1.58. El último factor φes1.0(equivalentea Ω de 1.50) en muchas recomendaciones o especificaciones [por ejemplo, IIW (1989), Packer y Henderson (1997), y Wardenier y otros (1991)] para reflejar el gran grado de resistencia de reserva más allá de la expresión analítica de resistencia nominal, que está basado en la resistencia de fluencia por corte (en vez de resistencia última) del material. Sin embargo, en esta Especificación se aplica un factor φ de 0.95 o un factor Ω de 1.58 paramantenerlaconsistenciaconlosfactoresdemodosdefallasimilaresenlaSec-ciónK2.3.Laresistenciadefallaporcortetambiénhasidotomadacomo0.95(0.6Fy)=0.57Fy,ytambiénenotraspartesdelaSecciónK2yK3,mientrasqueelIIW(1989)utilizalaformulación correspondiente a la resistencia de fluen-ciaencortedevonMises.
Figura C-K2.2.Verificación de la conexión en K con cargas desbalanceadas de rama.
Debería notarse que si la tensión última, Fu,fueseadoptadacomolabaseparaelcriteriodefracturaporpunzonamiento,losfactoresφ y Ω acompañantes deberían ser 0.75 y 2.0 respectivamente, tal como en otras partes de esta Especificación. Entonces, la expresión 0.75(0.6Fu)=0.45Fu entregaría un valor muy similar al de la expresión 0.95(0.6Fy)=0.57Fy,ydehecholaúltimaexpresiónesaúnmásconservadoraparatubosconrazonesnominales especificadas Fy/Fumenoresque0.79.LaEcuaciónK2-4nonecesitaserve-rificada cuando β>(1-1/γ) porque este es el límite físico al cual la rama puede punzonar haciadentro(ohaciafuera)altuboprincipal.
P cos-θ
0.5P sin-θ
0.5P sin-θ
0.5P sin-θ
0.5P cos-θ 0.5P cos-θ
0.5P 0.5P
P
0.5P sin-θ
= +
θ θ θ
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Figura C-K2.3. Estados límite típicos para conexiones tubo-tubo en enrejados.
Con tubos redondos en conexiones K cargadas axialmente, el tamaño de la rama encompresióndominaladeterminacióndelaresistenciadeconexión.Porlotanto,eltér-minoDbenlaEcuaciónK2-6pertenecesolamentealaramaencompresiónynoesunpromedio para las dos ramas. Así, si se requiere de la resistencia de conexión expresada comounafuerzaenlaramaentracción,sepuederesolverlarespuestadesdelaEcuaciónK2-6 en la dirección de la rama en tracción, utilizando la Ecuación K2-8. Esto significa quenoesnecesariorepetiruncálculosimilaralaEcuaciónK2-6conDbcomolaramaentracción.NotarquelaSecciónK2.2ctrataconramasconsolicitaciónaxialsolamente.EstoesdebidoaquesólodebenexistirfuerzasaxialesenlasramasdeunaconexiónK
(a)
(c)
(e)
(b)
(d)
(f)
Plastificación del cordón
Distribución desbalanceadade carga, en la rama de tracción
Falla de punzonamientoen el cordón
Falla de la pared lateraldel cordón
Distribución desbalanceadade carga, en la rama de contracción
Fluencia en corte delcordón en la brecha
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plana típica si el análisis estructural del enrejados se desarrollado de acuerdo con uno de los métodos recomendados, que son:
(i) análisisutilizandounionesrotuladas;o(ii) análisisutilizandomiembrosdealmaconectadosmedianterótulasacordones
continuos,talcomosemuestraenlaFiguraC-K2.4.
Figura C-K2.4. Hipótesis en la modelación utilizando miembros de alma conectados por pasadores a los cordones continuos.
3. Criterio para Tubos Rectangulares
Los límites de validez en la Sección K2.3a representan generalmente el rango de pará-metro sobre el cual las disposiciones de diseño han sido verificadas en experimentos. También han sido fijados para eliminar la ocurrencia de ciertos modos de falla para tipos particularesdeconexiones,demaneradehacermásfácileldiseñodelaconexión.Lassiguientes restricciones de la Sección K2.3a requieren una explicación:
(2) El ángulo de rama mínimo es otro límite práctico de fabricación. Es posible lograr ángulosderamamenores,perosedebeacordarpreviamenteconelfabricante.
(8) La restricción en el tamaño mínimo de traslape es aplicado para asegurar que existaunainterconexiónadecuadadelasramas,quepermitanunatransferenciaefectivadecortedesdeunaramahacialaotra.
La restricción en la razón de excentricidad mínima en la Sección K2.3c es una modifi-cacióndelIIW(1989),deacuerdoconPackeryHenderson(1997),pormotivosprácti-cos. El tamaño mínimo de excentricidad, g, se especifica solamente de manera que esté disponibleunespacioadecuadoparapermitirquelospiesdelasramasseansoldadossatisfactoriamente.
La Ecuación K2-13 representa una solución analítica de la línea de fluencia para flexión delacaradelacuerdaconectora.Estaecuaciónderesistencianominalsirveparalimitarlasdeformacionesdeconexiónyseconoceporserbastantemenoralaresistenciaúltimodelaconexión.Unfactorφ y Ω de 1.0 y 1.5, respectivamente resulta apropiado. Cuando elanchoderamaexcedede0.85veceselanchodelcordón,estemecanismodefalladelínea de fluencia resultará en una carga de diseño no crítica.
Condición de nodopara la mayoría de las
conexiones traslapadas
Condición de nodopara la mayoría de las
conexiones con brecha
Miembrosextremadamente
rígidos
Miembrosextremadamente
rígidos
Pasador
(a)
(c)
(e)
(b)
(d)
(f)
Plastificación del cordón
Distribución desbalanceadade carga, en la rama de tracción
Falla de punzonamientoen el cordón
Falla de la pared lateraldel cordón
Distribución desbalanceadade carga, en la rama de contracción
Fluencia en corte delcordón en la brecha
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Figura C-K2.5. Longitudes de soldadura efectivas para conexiones particularescon tubo rectangular.
El estado límite de punzonamiento, evidente en las Ecuaciones K2-14 y K2-21, está basado en el corte efectivo de punzonamiento que se produce en el perímetro alrededor de la rama, siendo el perímetro total de la rama el límite superior de esta longitud. El términoβeoprepresentalarazóndeanchodelacaradelcordónafectadaporelpunzo-namientoefectivo,adyacenteauna(EcuaciónK2-21)odos(EcuaciónK2-14)paredesderamatransversalesalejedelcordón.Estetérminoβeopincorporaunfactorφ y Ω de 0.8y1.88respectivamente.Dadoqueseaplicageneralmenteaunadimensióndelahue-lladelaramarectangular,fueestimadoporlaAWSparahacerlosimilaralosfactoresglobalesφ y Ω de 0.95 y 1.58 para toda la expresión, de esta manera, la expresión para punzonamientofueimplementadaenlaAWS(2004)conunfactorφtotalde0.95.Estosfactoresφ y Ω de 0.95 y 1.58 respectivamente han sido llevados a esta Especificación y estetemaesdiscutidoenextensoenlaSecciónK2.2.LasnotasposterioresalasEcua-ciones K2-14 y K2-21 indican cuando este modo de falla es físicamente imposible o no-crítico. En particular, hay que notar que la Ecuación K2-21 es no-crítica para ramas detubocuadrado.
La Ecuación K2-15 está generalmente de acuerdo con el estado límite dado en el IIW (1989),peroconeltérminok[sencillamentet en IIW (1989)] modificado para que sea compatible con la Ecuación K1-4, que en definitiva es deducido de las cargas de miem-bros de perfil I. Las Ecuaciones K2-16 y K2-17 están en un formato diferente al utilizado internacionalmente [por ejemplo, IIW (1989)] para este estado límite y son únicos para esta Especificación, siendo reproducidos por las Ecuaciones K1-5 y K1-6, junto con los factoresφ y Ω asociados. Estas últimas ecuaciones resultan así versiones tubulares (para dos almas) de las ecuaciones para miembros de perfil I con una sola alma.
El estado límite de “distribución desbalanceada de carga”, que se manifiesta por pandeo local de la rama en compresión o falla por fluencia prematura en la rama en tracción, representadas por las Ecuaciones K2-18 y K2-22, es verificado al sumar las áreas efecti-
Longitudes desoldadurasefectivas
Longitudes desoldadurasefectivas
brecha
0 > 60º0 > 60º0 > 60º
BbBb
Hb Hb Hb
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vasdeloscuatroladosdelarama.ParaconexionesenT,Yycruz,lasdosparedesdelaramatransversalesalcordónsonproclivesasersóloefectivasparcialmente(EcuaciónK2-18), mientras que para conexiones en K con excentricidaduna pared de la ramatransversal al cordón es proclive a ser sólo efectiva parcialmente (Ecuación K2-22).Esta efectividad reducida es principalmente un resultado de la flexibilidad en la cara de conexióndelcordón, talcomose incorporaronenlasEcuacionesK2-19yK2-23.Eltérminodeanchoefectivobeoihasidodeducidoporinvestigaciónenconexionesdeplanchatransversal-tubo(comosemencionamásabajoparaconexionesenKtraslapa-das)eincorporaunfactorφ de 0.8 y un factor Ω de 1.88. Aplicando la misma lógica descrita anteriormente para el estado límite de punzonamiento, factores global φ y Ω de 0.95y1.58respectivamentefueronadoptadosenlaAWSD1.1(AWS,2004),yestoseha traído a esta Especificación [aunque, como se menciona anteriormente, un factor φde1.0esutilizadoenIIW(1989)].
ParaconexionesenT,Yycruz,conβ ≤ 0.85 , la resistencia de la conexión se determina solamenteporlaEcuaciónK2-13.
Para conexiones en K con excentricidad cargadas axialmente, la plastificación de la cara conectora del cordón bajo la acción de “empujar-tirar” (push-pull)delasramaseslejosel modo de falla predominante y crítico. Por cierto, si todos los tubos son cuadrados, este modo de falla es crítico y la Ecuación K2-20 es la única que debe ser revisada. Esta Ecuación para la plastificación de la cara del cordón es una expresión semi-empírica de la “resistencia característica”, que posee una confiabilidad de 95%, que toma en cuenta la variación en los resultados experimentales así como también las variaciones típicas en las propiedades mecánicas y geométricas. La Ecuación K2-20 es así multiplicada por elfactorderesistenciaparaLRFDodivididaporelfactordeseguridadparaASDparaexpresarentonceselmododefallaconunadecuadomargendeseguridad.Unacalibra-ción de confiabilidad (Packer, Birkemoe y Tucker, 1984) para esta ecuación, utilizando labasededatosde263conexionesenKconexcentricidadylaexpresiónexponencialpara el factor de resistencia (con un índice de seguridad de 3.0 y un coeficiente de sepa-raciónde0.55)resultaenunfactorφ de 0.89 (factor Ω de 1.69), mientras se imponen los límites de validez para los parámetros. Ya que este modo de falla domina la base de datos de ensayos, no existen suficientes datos de ensayos que respalden la calibración de lasEcuacionesK2-21yK2-22.
Para el estado límite de fluencia por corte del cordón, en la zona excéntrica de conexio-nes K, la Sección K2.3c(c) difiere de las prácticas internacionales [por ejemplo, IIW (1989)] pero recomienda la aplicación de otra sección de esta Especificación, la Sección G5. Este estado límite necesita ser verificado solamente si el cordón es rectangular (en otraspalabras,nocuadrado)yseencuentraorientadodemaneraquelaparedmáscortadelaseccióndelcordóncaigaenelplanodelenrejado,demanerataldeproveerunacondición de corte en el cordón más crítica debido a las “almas” cortas. La carga axial presente en la región de la excentricidad del cordón puede tener una influencia en la capacidaddecortedelasalmasdelcordónenlaregióndelaexcentricidad.
Para conexionesenK, el alcancecubre tanto las conexionesconexcentricidady lastraslapadas, aunque la última es generalmente más difícil y más cara de fabricar que las conexionesKconexcentricidad.Sinembargo,laconexióntraslapadageneralmentepro-ducirá una conexión con alta resistencia estática, un enrejado más rígido y una conexión
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conunaaltaresistenciaalafatiga,quesucontraparteconexcentricidad.EsprecisonotarquelasSeccionesK2.3cyK2.3dtratanlasramassolicitadasporcargaaxialsolamente.EstoesdebidoaquesólodebehabercargasaxialesenlasramasdeunaconexiónenKplana típica si el análisis estructural de enrejado es desarrollado de acuerdo con uno de los siguientes métodos recomendados, que son:
(i) análisisutilizandounionesrotuladas;o(ii) análisisutilizandomiembrosdealmaconectadosconrótulasacordonesconti-
nuos,talcomosemuestraenlaFiguraC-K2.4.
Paratubosrectangulares,elmododefallaquedebeserconsideradosolamenteparaeldiseño de conexiones traslapadas es el estado límite de “distribución desbalanceada de carga” en las ramas, manifestado tanto por pandeo local de la rama en compresión como por falla de fluencia prematura en la rama en tracción. El procedimiento de diseño su-ponequeunaramaessoldadasolamentealcordóny,porlotanto,tieneuncortesimpleen su extremo. Esto puede ser considerado como una “buena práctica” y el “miembro que atraviesa” se define como el miembro traslapado. Para traslapes de menos de 100%, laotraramaesentoncesdoblementecortadaensusextremosysoldadaalaramaqueatraviesa como también al cordón. La rama que se selecciona para ser la “rama que atra-viesa” o miembro traslapado debe ser la que tiene el mayor ancho total. Si ambas ramas tienenelmismoancho,laramamásgruesadebeserlaramatraslapada.Sehanestable-cido límites en varios parámetros de conexión para conseguir un modo de falla simple de sercontrolado(ynotener,porejemplo,fallaporunaramaqueempujeohaledelaotrarama),incluyendoelanchoyelespesorrelativosdelasdosramas.Elpárrafoprecedentesobre la fabricación con tubos rectangulares también se refiere a las conexiones en K traslapadas en tubos redondos, pero lo último involucra un perfilado más complicado de losextremosderamasisepretendeentregarunbuenajustedemontura.
Los cálculos de las conexiones en K traslapadas de tubos rectangulares (EcuacionesK2-24,K2-25yK2-26)serealizaninicialmentesóloparalaramadetraslape,sincon-siderarsiestásujetaatracciónoacompresión,yluegolaresistenciadelaramatras-lapadaesdeterminadadelaramadetraslape.Lasecuacionesparalaresistenciadelaconexión,expresadascomounafuerzaenunarama,estánbasadasenlascontribucionesde transferencia de carga de las cuatro paredes de la rama que traslapa y siguen lasrecomendacionesdediseñodelInstitutoInternacionaldeSoldado(IIW,1989;PackeryHenderson,1997;AWS,2004).Losanchosefectivosdelasparedesdelaramaquetraslapa,transversalesalcordón(beoiybeov) dependen de la flexibilidad de la superficie enlaquecaen,ysonderivadasdelasmedidasdelanchoefectivoplancha-tubo(Rolloos,1969;Wardenier,DaviesyStolle,1981;DaviesyPacker,1982).Laconstantede10enlostérminosdebeoiybeov yahasidoreducidaapartirdevaloresdeterminadosenen-sayoseincorporaunfactorφ de 0.80 o un factor Ω de 1.88 en esos términos. Se aplica la misma lógica descrita arriba para el estado límite de punzonamiento en conexiones en T,Yycruz,adoptandounfactorφde0.95ounfactorΩde1.58segúnlaAWSD1.1,yesto mismo ha sido traído a esta Especificación [aunque como se menciona previamente unfactorφde1.0esutilizadoporelIIW(1989)].
LaaplicabilidaddelasEcuacionesK2-24,K2-25yK2-26dependedelacantidaddetraslape,Ov, dondeOv = (q/p) x 100%.Es importantedestacar quep es la longitudproyectada(ohuellaimaginaria)delaramaquetraslapaenlacaraconectoradelcordón,
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aunque no tenga contacto físico con el cordón. Además, qeslalongitudtraslapadame-didaalolargodelacaraconectoradelcordónpordebajodelaregióndetraslapedelasramas.EstoestáilustradoenlaFiguraC-K1.1.
Untraslapemáximode100%ocurrecuandounaramasemontacompletamentesobrelaotrarama.Entalescasos,laramaquetraslapaes,enocasiones,movidaligeramentehaciaarribadelaramatraslapadademaneraqueeltalóndelaramaquetraslapapuedasersol-dado con filete a la cara de la rama traslapada. Si la conexión se fabrica de esta manera, se creauntraslapeunpocomayoral100%.Entalescasos,laresistenciadelaconexiónparalaconexióndeuntuborectangularpuedesercalculadaporlaEcuaciónK2-26peroconeltérminoBbireemplazadoporotrotérminobeob.Además,conrespectoalosdetallesdesoldado,sehaencontradoexperimentalmentequeesadmisiblequeserealicesolamenteuna soldadura de punto en el “pie escondido” de la rama traslapada, permitiendo que las componentesdelasdosfuerzasderamasnormalesalcordónsebalanceensubstancial-mente uno con otro. El “pie escondido” debe ser soldado completamente al cordón si los componentes normales de las dos fuerzas de rama difieren en más de 20%. Cuando los componentes de las dos fuerzas de rama normales al cordón difieren significativamente, la conexión debe ser verificada también para comportarse como una conexión en T, Y o cruz, utilizandolahuellacombinadaylafuerzanetanormalalcordón(verlaFiguraC-K2.1).
El diseño de las “Soldaduras de Ramas” puede ser desarrollado de dos maneras:(a) Lassoldaduraspuedenserdimensionadasparadesarrollarlacapacidaddelapared
delaramaconectada,entodoslospuntosalolargodelalongituddelasoldadura.Estopuedeserapropiadosilasolicitaciónderamaescomplejaonoesconocidaporeldiseñadordesoldaduras.Lassoldadurasdimensionadasdeestamanerarepresen-tan un límite superior del tamaño de soldadura requerida y puede ser excesivamente conservadorenalgunassituaciones.
(b) Las soldaduras pueden ser diseñadas como “ajustadas según su propósito”, para re-sistir las fuerzas de rama que se conocen típicamente en conexiones tipo enrejado detubos.Muchosmiembrosdealmatubularesposeenbajascargasaxiales,porunavariedad de posibles razones, y en aquellas situaciones esta filosofía de diseño de soldaduraesideal.Sinembargo,sedebetomarencuentalasolicitaciónno-unifor-me del perímetro de soldadura debido a la flexibilidad de la cara conectora del tubo utilizandolongitudesdesoldaduraefectivas.EnlaSecciónK2.3eseentreganlon-gitudesefectivasapropiadasparavariasconexionesdetuborectangularsolicitadasaxialmenteporramas.EstasdisposicionessonsimilaresaaquellasentregadasenlaAWS(2004)yestánbasadasenensayosdeescalarealdeenrejadosconconexióndetuboenloscualesseestudiólasfallasdelasoldadura(FrateryPacker,1992;1992a; Packer y Cassidy, 1995). Aun así se obtiene una confiabilidad adecuada con lasexpresionesdelongitudefectivaentregadassiseutilizaelaumentoderesistenciadireccional permitido con soldaduras de filete (Packer, 1995). Ejemplos de uniones soldadasenlascualeslaslongitudesefectivasdesoldaduraseanmenoresque100%de la longitud total de soldadura se muestran en la Figura C-K2.5. La mayoría de los enrejadostubularesposeenmiembrosdealmainclinadosendireccióndeloscordo-nes con ángulos menores a 50º, en cuyo caso la longitud de soldadura alrededor de cada perímetro de rama en una conexión K debe ser 100% efectiva, como se puede observardelaEcuaciónK2-31.UnaadvertenciasimilaralaentregadaenlaSecciónK2.3eserepiteenlaSecciónK1.3bparalassoldadurasenplacastransversalesuni-dasatubosrectangulares.
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K3. CONEXIONES DE MOMENTO TUBO-TUBO
LaSecciónK3sobreconexionestubo-tubosolicitadaspormomentosesaplicableparamarcosconconexionesdemomentoparcialesocompletas,talescomovigasVierendeel.Las disposiciones de la Sección K3 no son aplicables para enrejados planos típicos (los quesoncubiertospor laSecciónK2),puestoqueestedebeseranalizadodemaneraque no resulten momentos de flexión en los miembros de alma (ver el Comentario de la SecciónK2).Enconsecuencia,lasconexionesenKconcargademomentoenlasramasno están cubiertas por esta Especificación.
Haymuypocosensayosdisponiblesparaconexionesdemomento tubo-tubocompa-radosconlosdeconexionesenT,Y,cruzyKcargadosaxialmente.Por lo tanto, losestados límite que controlan y deben ser verificados en conexiones cargadas axialmente, se han utilizado como base de los posibles estados límite en conexiones con carga de momento.Deestaforma,elcriteriodediseñoparaconexionesdemomentoparatubosredondos está basado en los estados límite de plastificación del cordón y falla por pun-zonamiento,confactoresφ y Ω consistentes con la Sección K2, mientras que el diseño para conexiones de momento para tubos rectangulares está basado en los estados límite de plastificación de la cara de conexión del cordón, aplastamiento de la pared lateral del cordón,distribucióndesbalanceadadecargayfallapordistorsióndelcordón,confacto-resφ y Ω consistentes con la Sección K2. El modo de “falla por distorsión del cordón” esaplicablesolamenteparaconexionesTcontubosrectangularesconunmomentodeflexión fuera del plano en la rama. Se puede prevenir la distorsión romboidal en la rama utilizandoatiesadoresodiafragmasparamantenerlaformarectangulardelaseccióndelcordón. Los límites de aplicación de las ecuaciones en la Sección K3 son reproducidos principalmentedelaSecciónK2.LabaseparaestasecuacionesenlaSecciónK3eselEurocódigo 3 (2002), que representa una de las especificaciones o recomendaciones de consensomásactualizadassobreconexionessoldadastubo-tubo.LasecuacionesenlaSección K3 también han sido adoptadas en la Guía de Diseño No.9 de CIDECT (Kuro-baneyotros,2004).
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CAPÍTULO L
DISEÑO PARA ESTADOS LÍMITES DE SERVICIO
L1. DISPOSICIONES GENERALES
Los estados límite de servicio son condiciones en las cuales las funciones de una edi-ficación son afectadas por daño local, deterioro o deformación de componentes de la edificación, o falta de comodidad de los ocupantes. Si bien los estados límite de ser-vicio generalmente no involucran el colapso de una edificación, la pérdida de vidas o lesiones,puedenafectarseriamentesuutilidadeimplicarreparacionescostosasuotrasconsecuenciaseconómicas.Lasdisposicionesdeserviciosonesencialesparalograrundesempeño adecuado de los sistemas estructurales de una edificación. La falta de aten-ción a las condiciones de servicio puede derivar en estructuras excesivamente flexibles o,dichodeotraforma,estructurasquesecomportandemanerainaceptablebajocondi-cionesdeservicio.
Lostrestiposgeneralesdecomportamientoestructuralquesonindicativosdecondicio-nes de servicio afectadas en las estructuras de acero son:
(1) Deformacionesorotacionesexcesivasquepuedenafectarlaapariencia,funcióno drenaje del edificio o que pueden causar transferencia de carga dañina a com-ponentesyagregadosnoestructurales.
(2) Vibracionesexcesivasproducidasporlasactividadesdelosocupantesdeledi-ficio, equipamiento mecánico o por efecto del viento, los cuales pueden causar incomodidadalosocupantesomalfuncionamientodelequipamientodeservi-cio del edificio; y
(3) Daño local excesivo (fluencia local, pandeo, deslizamiento o agrietamiento) o deterioro(desgaste,corrosiónydecoloración)durantelavidadeserviciodelaestructura.
Los estados límite de servicio dependen de la ocupación o función de la edificación, de las percepciones de sus ocupantes, y del tipo de sistema estructural. Valores límite de comportamientoestructuraltendientesaproveernivelesadecuadosdecondicionesdeserviciodebieranserdeterminadosporunequipoformadoporeldueño/inmobiliariadeledificio, el arquitecto y el ingeniero estructural luego de un cuidadoso análisis de todos losrequerimientosyrestriccionesfuncionalesyeconómicos.Enladeterminacióndeloslímites de servicio, el equipo debiera tomar en cuenta que los ocupantes de la edifica-ciónsoncapacesdepercibirdeformacionesestructurales,movimientos,agrietamientou otras señales de peligro a niveles que son mucho menores que aquellos que indicarían dañoestructuralinminenteofalla.Dichasseñalesdepeligropuedenservistascomounindicador de que la edificación es insegura y reducir su valor económico, y por lo tanto, debenserconsideradosalmomentodeproyectarla.
Lascargasdeservicioquepuedesernecesariotenerenconsideraciónparaevaluarcon-diciones de servicio incluyen: (1) cargas estáticas de los ocupantes, nieve o lluvia en el techo, o fluctuaciones de temperatura; y (2) cargas dinámicas producto de actividades
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humanas, efectos de viento operación de equipos mecánicos y de servicio del edificio, o tráfico cercano a la edificación. Las cargas de servicio son cargas que actúan sobre laestructuraenuninstantearbitrarioeneltiempoypuedensersólounafraccióndelacarganominalcorrespondiente.Larespuestadelaestructuraacargasdeserviciogene-ralmentepuedeseranalizadasuponiendouncomportamientoelástico.Aquellosmiem-brosqueacumulendeformacionesresidualesbajocargasdeserviciopuedesernecesarioexaminarlosrespectoaestecomportamientodelargoplazo.
Los estados límite de servicio y combinaciones de carga apropiadas para evaluar confor-midadalosrequisitosdeserviciopuedenserencontradosenASCE7,Minimum Design Loads for Buildings and Other Structures,ApéndiceB,yelcomentariodelApéndiceB(ASCE,2002).
L2. CONTRAFLECHA
La contraflecha se especifica frecuentemente cuando se desea obtener una superficie a nivelbajocargas permanentes,porrazonesdeaparienciaoalineamientoconotrotra-bajo. En circunstancias normales la contraflecha no previene en absoluto deformación excesiva o vibración. La contraflecha en enrejados, se consigue normalmente mediante ajustedeloslargosdeloselementos,previoalaejecucióndelasconexiones.Enelcasodevigas,seconsiguenormalmentemediantecalentamientocontroladodepartesselec-cionadas de ellas o por doblado en frío, o ambas. Los diseñadores deben estar concientes de los límites prácticos que se aplican en las prácticas normales de fabricación y monta-je.ElCode of Standard Practice for Steel Buildings and Bridges(AISC,2005)entregatolerancias en contraflechas reales y recomienda que toda contraflecha sea medida en ellugardefabricaciónenmiembrosnocargados,deacuerdoconlaspautasgenerales.Mayor información sobre contraflechas puede ser encontrada en Ricker (1989).
L3. DEFORMACIONES
Lasdeformacionesverticalesexcesivasylafaltadealineamientosurgenprincipalmentede 3 fuentes: (1) cargas gravitacionales, tales como cargas muertas, vivas y de nieve; (2) efectos de temperatura, fluencia lenta y asentamientos diferenciales; y (3) errores ytoleranciasdeconstrucción.Talesdeformacionespuedenservisualmenteobjetables;produciragrietamiento,pérdidaderecubrimientoexterioroseparaciónenpuertas,ven-tanas y sellos; y causar daño a componentes interiores o terminaciones. Los límites de deformaciónapropiadosdependerándeltipodeestructura,detallamientoyusodeseado(Galambos y Ellingwood, 1986). Históricamente, los límites comunes para miembros horizontaleshansido1/360delaluzparapisossujetosacargavivareduciday1/240delaluzparamiembrosdetecho.Deformacionesdelordende1/300delaluz(paravola-dizos,1/150dellargo)sonvisiblesypuedenllevaradañoarquitectónicoopérdidaderecubrimiento.Deformacionesmayoresa1/200delaluzpuedenafectarlaoperacióndecomponentesmóvilescomopuertas,ventanasytabiquesdeslizables.
Los límites de deformación dependen mucho de la función de la estructura y la natura-leza de la construcción que es soportada. Los límites tradicionales expresados como una fraccióndelaluznodebieranserextrapoladosmásalládelaexperiencia.Porejemplo,el límite tradicional de 1/360 de la luz funcionó bien para controlar grietas en cielos de yesoconlucescomunesenlaprimeramitaddelsigloveinte.Muchasestructurascon
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mayor flexibilidad se han comportado satisfactoriamente con los ahora comunes, y más tolerantes,sistemasdecielo.Porotraparte,conlaaparicióndemayoreslucesestruc-turales, se han observado problemas de servicio con cielos de malla flexibles donde lasdeformacionesrealesfueronmuchomenoresque1/360delaluz,debidoaqueladistanciaentre tabiquesuotroselementosquepudieran interferircon ladeformacióndelcielosonbastantemenoresquelaluzdelelementoestructural.Elcontroladecuadodelasdeformacionesesuntemacomplejoquerequieredelaaplicacióncuidadosadelcriterio profesional. West, Fisher y Griffis (2003) entregan una extensa discusión sobre losproblemas.
Loscálculosdedeformaciónparavigascompuestasdebieranincluirunajustepordesli-zamiento, fluencia lenta y retracción (ver Comentario Sección I3.1).
En ciertos sistemas de piso de luz larga, puede ser necesario establecer un límite (inde-pendientedelaluz)enladeformaciónmáximaparaminimizarlaposibilidaddedañarelementos no estructurales adyacentes (ISO, 1977). Por ejemplo, puede ocurrir dañoa tabiquesnoresistentesacargassi ladeformaciónverticalexcedemásdealrededordeunos10mm,amenosquesetomenprecaucionesespecialesparamovimientodife-rencial(CooneyyKing,1988);sinembargo,muchoscomponentespuedenyaceptanmayoresdeformaciones.
Las combinaciones de carga para verificar deformaciones estáticas pueden ser desa-rrolladas utilizando análisis de confianza de primer orden (Galambos y Ellingwood, 1986).Laspautasactualesdedeformaciónestáticaparasistemasdepisoydetechosonadecuadas para limitar daño superficial en la mayoría de las edificaciones. Una carga combinadaconunaprobabilidadanualdeexcedenciade5porcientoesadecuadaenlamayoría de los casos. Para los estados límite de servicio que incluyen deformaciones vi-sualmenteobjetables,agrietamientoreparablesuotrosdañosaterminacionesinteriores,y otros efectos de corto plazo, las combinaciones de carga sugeridas son:
D+LD+0.5S
Para los estados límite de servicio que incluyen fluencia lenta, asentamiento o efectos de largo plazo similares, la combinación de carga sugerida es:
D+0.5L
Elefectodecargamuerta,D,puedeseraquellapartedelacargamuertaquesepresentaluegodelacolocacióndeloscomponentesnoestructurales.Porejemplo,enconstruc-cióncompuesta,losefectosdecargamuertasuelensertomadoscomoaquellosaplicadosluegoqueelhormigónhacurado.Paracálculosrelativosalcielo,losefectosdecargamuertapuedenincluiraquellascargasaplicadasluegoquelaestructuradecieloestáensulugar.
L4. DESPLAZAMIENTOS LATERALES RELATIVOS
El desplazamiento lateral relativo o deriva en una edificación de acero es un problema de servicio asociado principalmente a efectos de viento o sismo. Los límites impuestos
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a estos desplazamientos laterales de una edificación pretenden minimizar el daño a re-cubrimientos,murosytabiquesnoestructurales.Eldesplazamientolateraldelmarcoesevaluado para el edificio como un todo, donde el parámetro que se utiliza es el despla-zamiento lateral total de la edificación (definido como la deformación lateral del marco en el piso más ocupado dividida por la altura del edificio hasta ese piso, ∆/H). Para cada piso,elparámetroutilizadoeseldesplazamiento lateral de entrepiso (definido como la deformaciónlateraldeunpisorelativaaladeformaciónlateraldelpisoinmediatamenteinferior,divididaporladistanciaentrepisos,(δn-δn-1)/h).
Los límites típicos de desplazamiento lateral usados comúnmente varían de H/100 aH/600paraeldesplazamiento lateral total de la edificaciónyh/200ah/600parades-plazamiento lateral de entrepiso, dependiendo del tipo de edificación y del tipo de recu-brimiento o materiales de tabiquería utilizados. Los valores más ampliamente utilizados sonH(o h)/400aH(oh)/500(ASCETaskCommitteeonDriftControlofSteelBuildingStructures, 1988). Un límite absoluto para el desplazamiento lateral de entrepiso esavecesimpuestoporlosingenierosporlaevidenciadequeeldañoatabiquesnoes-tructurales, recubrimiento y vidriería puede ocurrir cuando el desplazamiento lateral de entrepisoexcedealrededorde3/8pulg.(10mm),amenosqueseutilicenmétodosdedetallamientoespecialparapermitirmayoresmovimientos(CooneyyKing,1988;Freeman, 1977). Muchos componentes pueden aceptar deformaciones que son significa-tivamente mayores. Información más específica sobre el umbral de daño para materiales de construcción está disponible en la literatura (Griffis, 1993).
Esimportantedarsecuentadequeladeformacióndelmarcoodistorsióndecorte(enotraspalabras, deformación unitaria) es la verdadera causa de daño a elementos de las edifica-ciones tales como recubrimientos y tabiquería. El desplazamiento lateral sólo representa el componentehorizontaldelmarcoynoincluyelapotencialdeformaciónvertical(comoelproducto del acortamiento vertical de columnas en edificios altos), que también contribuye aldaño.Además,algunosdesplazamientoslateralespuedensercausadosporlarotacióncomo cuerpo rígido del recubrimiento o tabique el cual por sí mismo no produce deforma-ciónunitariay,porlotanto,daño.Unparámetromásprecisoparamedireldañopotencial,elíndice de daño por desplazamiento lateral, ha sido propuesto (Griffis, 1993).
Sedebeenfatizarqueunaestimaciónrazonablementeprecisadeestimareldesplaza-miento lateral de una edificación es esencial para controlar el daño. El análisis estruc-tural debe captar todos los componentes significativos de la potencial deformación del marco incluyendo la deformación por flexión de vigas y columnas, deformación axial encolumnasyriostras,deformacióndecorteenvigasycolumnas, rotacióndeunio-nesviga-columna(deformacióndelazonapanel),elefectodeltamañodelaunióndelmiembro y el efecto P-∆ (Charney, 1990). Para muchos marcos de acero de poca altura conanchosdevanonormalesde9a12m,elusodedimensionescentroacentroentrecolumnassinconsiderareltamañorealdelauniónvigacolumnaylosefectosdezonapanel usualmente serán suficientes para verificar límites de desplazamiento lateral. El efectoderigidizacióndelosrecubrimientos,murosytabiquesnoestructuralespuedeserconsideradosisecuentaconinformacióncorroborada(comportamientotensiónversusdeformación)respectoasuefecto.
El nivel de la carga de viento utilizada para verificar los límites de desplazamiento late-ral varía entre los ingenieros dependiendo de la frecuencia con la cual el potencial daño
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puedesertolerado.Algunosingenierosutilizanlamismacargadevientonominal(cargade viento especificada por el código de diseño sin factor de carga) como se usa para la resistencia de diseño de los miembros (típicamente una carga de viento en un intervalo derecurrenciamediade50a100años).Otrosingenierosutilizanunacargadevientoen un intervalo de recurrencia media de 10 a 20 años (Griffis, 1993; ASCE, 2002). El usodecargasdevientomayoradas(cargadevientonominalmultiplicadaporelfactordecargadeviento)esgeneralmenteconsideradomuyconservadorcuandoseevalúancondicionesdeservicio.
Es importante tener en consideración que los límites de control de desplazamiento late-ral por sí mismos en edificaciones sensibles al viento no otorgan comodidad a los ocu-pantescuandoactúaelviento.VerlaSecciónL6parainformaciónadicionalrespectoala percepción del movimiento en edificaciones sensibles al viento.
L5. VIBRACIÓN
El uso creciente de materiales de alta resistencia con sistemas estructurales eficientes y disposicionesarquitectónicasdeplantaabiertallevaasistemasdepisodemayorluzymás flexibles con menor amortiguamiento. Por lo tanto, las vibraciones de piso se han convertido enuna importante consideracióndediseño.La aceleración es el estándarrecomendadoparasuevaluación.
Unaextensadiscusióndevibraciónensistemasdepisosobremarcosdeaceroypuentespeatonales se encuentra en la Guía preparada por Murray y otros (1997). Esta guía pro-vee principios básicos y herramientas analíticas sencillas para evaluar sistemas de piso sobremarcosdeaceroypasarelasparavibraciónencondicióndeserviciodebidoalasactividades humanas, que incluyen caminar y actividades rítmicas. Se considera tanto lacomodidaddelaspersonascomolanecesidaddecontrolarelmovimientoenelcasodeequipossensibles.
L6. MOVIMIENTO INDUCIDO POR EL VIENTO
Quienes diseñan edificaciones sensibles al viento hace tiempo han reconocido la nece-sidaddecontrolarvibracionesdesagradablesproducidasporelvientoparaprotegerelbienestarpsicológicode losocupantes (ChenyRobertson, 1972).Lapercepcióndelmovimiento de la edificación bajo la acción del viento puede ser descrita por variadas cantidades físicas como los valores máximos del desplazamiento, velocidad, acelera-ción y razón de cambio de la aceleración (también llamado “jerk”). La aceleración se ha convertido en el estándar para evaluación, debido a que es medida fácilmente enterreno y puede ser calculada analíticamente de manera sencilla. La respuesta humana al movimiento de edificaciones es un fenómeno complejo que incluye varios factores psicológicos y fisiológicos. Se sabe que umbrales de percepción y tolerancia de la ace-leración como una medida del movimiento de la edificación dependen de factores tales comofrecuenciadelaestructura,génerodelocupante,edad,posturacorporal(sentado,paradooreclinado),orientacióndelcuerpo,expectativademovimiento,movimientodelcuerpo,señalesvisuales,pistasacústicasyeltipodemovimiento(traslasionalotorsio-nal)(ASCE,1981).Existendiferentesumbralesynivelesdetoleranciaparadiferentespersonasylasrespuestaspuedensermuysubjetivas.Sesabequealgunaspersonassepueden acostumbrar al movimiento de la edificación y tolerar niveles más altos que
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otras.Existelimitadainvestigaciónsobreestetemaperosehanaplicadociertosestánda-resparadiseñocomosediscutedebajo.
La aceleración en edificaciones sensibles al viento puede expresarse tanto como la raíz cuadráticamedia(RMS)opicodeaceleración.Ambasmedidassonutilizadasenlaprác-ticaynoexisteacuerdoclarosobrecuáleslamedidamásapropiadadepercepcióndelmovimiento.Algunosinvestigadorescreenqueelpicodeaceleracióndurantetormentasdevientoesunamejormedidade lapercepciónrealperoque laRMSdeaceleracióndurantelatormentadevientocompletaesunamejormedidadelaincomodidadreal.Unpicodeaceleraciónobjetivode21mili-g(0.021veceslaaceleracióndegravedad)paraedificaciones comerciales (ocupados mayormente durante las horas de luz del día) y 15 mili-g para edificaciones comerciales (ocupados durante todo el día) bajo una tormenta devientoenunintervaloderecurrenciamediade10añoshasidoutilizadosatisfactoria-mente en la práctica para el diseño de muchos edificios altos (Griffis, 1993). El objetivo es por lo general más estricto para edificaciones residenciales debido a la ocupación con-tinua,laideadequelaspersonassonmenossensiblesymástoleranteseneltrabajoqueen el hogar, el hecho de que hay más movimiento de gente en edificaciones comerciales, y el hecho de que las edificaciones comerciales son evacuadas más fácilmente para eventos de viento pico. En edificaciones sensibles al viento la aceleración pico y aceleración RMS están relacionadas por el “factor pico” determinado de mejor forma en un estudio de túnel de viento y generalmente en el rango de 3.5 para edificios altos (en otras palabras, picodeaceleración=factorpicoxaceleraciónRMS).Enlaliteraturasepuedeencontrarorientación para niveles de aceleración de diseño usados en el diseño de edificios (Chen y Robertson, 1972; Griffis, 1993; Hansen y Reed, 1973; Irwin, 1986; NRCC, 1990).
Es importante tener en cuenta que la percepción al movimiento de la edificación está fuertemente influenciada por la masa del edificio y el amortiguamiento disponible así como por la rigidez (Vickery, Isyumov y Davenport, 1983). Por este motivo, los lími-tes de desplazamiento lateral por sí solos no deben ser usados como la única medida para controlar el movimiento de la edificación (Islam, Ellingwood y Cortis, 1990). Los niveles de amortiguamiento a usar en evaluación del movimiento de las edificaciones bajoeventosdevientosongeneralmenteconsideradoscomoaproximadamenteel1porciento del amortiguamiento crítico para edificios de acero.
L7. EXPANSIÓN Y CONTRACCIÓN
Elajustesatisfactoriodeexpansiónycontracciónnopuedeserreducidoaunascuantasreglassimples,sinoquedebedependerengranmedidadelcriteriodeuningenierocali-ficado.
Es más probable que el problema sea más serio en edificios con muros de albañilería que enaquellosconunidadesprefabricadas.Laseparacióncompletadelmarcoporjuntasdeexpansiónampliamenteespaciadases,porlogeneral,mássatisfactoriaquedispositivoscolocadosfrecuentementequedependendeldeslizamientodelaspartesencontacto,yusualmente más económica que juntas de balancín o de rodillo.
La fluencia lenta y la retracción del hormigón y la fluencia del acero están entre las causas,ademásdelatemperatura,decambiosdimensionales.Debieranserconsideradaslascondicionesdurantelaconstrucción, talescomoefectodelatemperaturaantesdecolocarlacubiertadelaestructura.
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Indicacionesdelasdimensionesrecomendadasyespaciamientodejuntasdeexpansiónen edificios se pueden encontrar en la NRC (1974).
L8. DESLIZAMIENTO EN LAS CONEXIONES
Enunionesapernadasconpernosenagujerosquetienenpequeñosespacioslibres,talescomo agujeros estándar y agujeros ranurados cargados transversalmente al eje de laranura,lamagnituddeldeslizamientoposibleespequeña.Noesprobablequeeldes-lizamientoenestasconexionestengaimplicanciasenelservicio.Posiblesexcepcionesincluyen ciertas situaciones inusuales en que el efecto de deslizamiento es magnificado por la configuración de la estructura, como es el caso de la conexión en la base de una vigaesbeltaenvoladizooposteenelcualunpequeñodeslizamientodepernopuedeproducirunarotaciónodeformacióninaceptable.
Esta Especificación exige que las conexiones con agujeros sobredimensionados o agu-jerosranuradoscargadosparalelosalejedelaranuraseandiseñadoscomoconexionesde deslizamiento crítico. Para una discusión sobre el deslizamiento en estas conexiones verelComentariodelaSecciónJ3.8.Dondeeldeslizamientobajocargasdeservicioseaunaposibilidadrealenestasconexiones,sedebeconsiderarelefectodeldeslizamientodelaconexiónenlacondicionesdeserviciodelaestructura.
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CAPÍTULO M
FABRICACIÓN, MONTAJE Y CONTROL DE CALIDAD
M1. PLANOS DE TALLER Y DE MONTAJE
Lainformaciónsuplementariarelevanteparaladocumentacióndelosplanosdetallerydefabricaciónasociados,elmontajeylasprácticasdeinspecciónpuedeserencontradaen elCode of Standard Practice for Steel Buildings and Bridges (AISC,2005)y enSchuster(1997).
M2. FABRICACIÓN
1. Contraflecha, Curvado y Enderezado
Está permitido el uso de calor para enderezar o dar contraflecha a miembros en aceros A514/A514MyA852/A852M,deigualmaneracomosepermiteparaotrosaceros.Sinembargo, la máxima temperatura permitida es 590 ºC (1,100 ºF) algo inferior a los 650 ºC (1.200 ºF) permitidos para otros aceros.
Cuando es requerida por los documentos de contrato, la contraflecha, se puede lograr de variasformas.Enelcasodeenrejadosyvigasarmadas,lacurvaturadeseadasepuedeobtener durante el ensamblaje de las partes componentes. Dentro de ciertos límites, a las vigas laminadas se les puede dar contraflecha en frío.
Laaplicaciónlocaldecalorhasidoutilizadapormuchotiempocomounaformadeen-derezar o dar contraflecha a vigas. El método depende de un acortamiento último de las zonasafectadasporelcalor.Unciertonúmerodeestaszonas,enelladoqueserásujetoa compresión durante la contraflecha en frío, son calentados lo suficiente como para ser “alterados” por la restricción impuesta por las áreas no calentadas que las rodean. El acortamientoocurreduranteelenfriamiento.
Mientras la curvatura final y la contraflecha pueden ser controladas por estos métodos, sedebetenerpresentequeesinevitableciertadesviacióndebidoaconsideracionesdeejecución y cambio permanente durante la manipulación. La contraflecha se define usual-mente por una ordenada media, ya que controlar más de un punto es difícil e innecesario normalmente. Invertir las contraflechas es difícil de lograr y no se recomienda. Voladizos largos son sensibles a la contraflecha y pueden necesitar un control más preciso.
2. Corte Térmico
Elcortetérmicoespreferentementehechoamáquina.Elrequisitodeunprecalentamien-to positivo de 66 ºC (150 ºF) mínimo cuando se recortan térmicamente los extremos de las vigas y las perforaciones de acceso para soldadura en perfiles laminados en caliente ASTM A6/A6M con espesor de ala mayor a 50 mm y en perfiles soldados hechos de ma-terial de espesor mayor a 50 mm tiende a minimizar la capa dura superficial y el inicio degrietas.Esterequisitodeprecalentamientoparacortetérmiconoseaplicacuandola
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porciónradialdelagujerodeaccesoodelrecorteesperforadoylapartecortadatérmica-mente es esencialmente lineal. Se requiere que dichas superficies cortadas térmicamente seanesmeriladaseinspeccionadasdeacuerdoconlaSecciónJ1.6.
4. Construcción Soldada
Paraevitarlacontaminacióndelasoldadura,deberemoverseconunsolventeadecuadoladelgadacapadeaceitequenormalmenteseencuentrapresenteluegodelafabricacióndeunHSSenloslugaresdondesellevaráacabolasoldadura.Encasosenquelaco-berturaexternahasidoaplicadaduranteelcepillado,lacoberturadebieraserremovidaenellugardelasoldaduraosedebieraconsultaralfabricantelafactibilidaddesoldarsisetienedichacobertura.
5. Construcción Apernada
En la mayoría de las conexiones hechas con pernos de alta resistencia, sólo se requiere instalar los pernos ajustados firmemente. Esto incluye las conexiones de aplastamiento dondesepermitedeslizamientoy,sóloparapernosASTMA325oA325M,aplicacionesde tracción (o corte y tracción combinados) donde el afloje o la fatiga debido a vibración o fluctuaciones de carga no son consideraciones de diseño.
SesugiereelusodepernosASTMA325oA490enconexionesdeaplastamientoajusta-das firmemente en las aplicaciones donde se permiten pernos A307.
Esta sección entrega reglas para el uso de agujeros sobredimensionados y ranuradoshaciendo un paralelo con las disposiciones que han estado en la Especificación RCSC desde1972 (RCSC,2004), extendidaspara incluir pernosA307, que están fueradelalcance de la Especificación RCSC.
La Especificación antes limitaba los métodos usados para hacer perforaciones, basados en laprácticacomúnylacapacidaddelosequipos.Losmétodosdefabricaciónhancambiadoy siguen haciéndolo. Para reflejar estos cambios, esta Especificación ha sido modificada para definir la calidad aceptable en vez de especificar el método utilizado para formar agujeros, y específicamente para permitir agujeros cortados térmico. El Ejemplo 3 de AWS C4.7 es útil como un indicador del perfil cortado térmico que es aceptable (AWS, 1977). Seesperaqueelusodeequipocontroladonuméricamenteoguiadomecánicamenteparalaformación de agujeros cortados térmicamente. Al punto que los límites anteriores pueden haberestadorelacionadosalaoperaciónseguraeneltallerdefabricación.Normalmente,losfabricantessebasanenlasindicacionesdelosfabricantesdeequiposparaestablecerlos límites de operación de los equipos y las herramientas.
10. Agujeros de Drenaje
Debido a que el interior de un HSS es difícil de inspeccionar, se expresa la preocupación respectoalacorrosióninterna.Sinembargo,unabuenaprácticadediseñopuedeelimi-narlapreocupaciónylanecesidaddeproteccióncostosa.
La corrosión ocurre en presencia de oxígeno y agua. En una edificación cerrada, es poco probable que exista reintroducción suficiente de humedad como para causar corrosión
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severa.Porlotanto,laproteccióninternaalacorrosiónessólounaconsideraciónenHSSqueestánexpuestosalaintemperie.
En un HSS sellado, la corrosión interna no puede ir más allá del punto donde el oxíge-no o la humedad necesarios para la oxidación química se consumen (AISI, 1970). La profundidad de oxidación es insignificante cuando el proceso de corrosión debe termi-nar,inclusocuandosetieneunaatmósferacorrosivaalmomentodesellar.Siexistenpequeñasaberturasenlasconexiones,lahumedadyelairepuedenentraralHSSporacción capilar o por aspiración debido al vacío que se forma cuando el HSS es enfriado rápidamente(Blodgett,1967).EstosepuedeprevenirproporcionandoagujerospresiónqueregulenlapresiónenpuntosquehaganimposiblequeelaguaingreseporgravedadalHSS.
Situaciones donde puede ser necesario una cobertura interna incluyen: (1) HSS abierto donde son posibles cambios en el volumen de aire por ventilación o flujo directo de agua;y(2)HSSabiertosujetoaungradientedetemperaturaqueproduzcacondensa-ción. En tales circunstancias también puede ser prudente el uso de un espesor mínimo deparedde8mm(5/16in.).LosHSSquesonllenadosoparcialmentellenadosconhormigónnodebieransersella-dos.Encasodeincendio,elaguaenelhormigónsevaporizaráypuedegenerarlapre-sión suficiente como para reventar del HSS. Se debieran tomar los cuidados necesarios paraqueelaguanopermanezcadentrodelHSSduranteydespuésdelaconstrucción,yaque la expansión producida por el congelamiento puede ser suficiente para reventarlo.
LosgruposdeHSSgalvanizadosnodebieranserselladoscompletamenteyaque losrepentinoscambiosdepresiónduranteelprocesodegalvanizadospuedenreventarloscomponentessellados.
11. Requisitos para Miembros Galvanizados
Sehaobservadoagrietamientoenmiembrosdeaceroduranteelgalvanizadopor in-mersión en caliente.Laocurrenciadedichasgrietas seha correlacionadoconvariascaracterísticas que incluyen, pero que no se limitan a, detalles muy restringidos, química delmaterialbase,prácticasdegalvanizadoylaejecucióndelafabricación.Elrequisitodeesmerilarlosrecortesenlosextremosdevigasantesdegalvanizarnovaaprevenirqueocurrantodaslasgrietasduranteelgalvanizado,sinembargo,sehademostradoqueesunamaneraefectivadereducirlaocurrenciadedichofenómeno.
Elgalvanizadodelaceroestructuralyequipamientocomocierresesunprocesoquede-pendedeundetallamientoespecialdediseñoyfabricaciónparalograrelniveldeseadodeprotecciónalacorrosión.LaASTMhapublicadounaseriedeestándaresrelativosaacero galvanizado estructural:
ASTMA123(ASTM,2002)proporcionaunestándarparalacubiertagalvanizadaysumedicióneincluyedisposicionesparalosmaterialesylafabricacióndelosproductosasergalvanizados.
ASTMA153(ASTM,2001)esunestándarparaequipamientotalcomocierresquevanasercentrifugados.
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ASTMA384(ASTM,2002a),StandardPracticeforSafeguardingAgainstWarpageandDistortionDuringHot-DipGalvanizing.Incluyeinformaciónsobrefactoresquecontri-buyen al alabeo y la distorsión así como también sugerencias para la corrección de los gruposfabricados.
ASTM A385 (ASTM, 2001a), Standard Practice for Providing High Quality Zinc Coa-tings. Incluye información sobre materiales base, ventilación, tratamiento de superficies encontactoylimpieza.Muchasdeestasdisposicionessedebenindicarenlosplanosdediseñoydedetalle.
ASTMA780 (ASTM, 2001b) para la reparaciónde áreas dañadas y no cubiertas decubiertasgalvanizadasporinmersiónencaliente.
M3. PINTURA DE TALLER
1. Requisitos Generales
La condición superficial en los marcos de acero no pintados de edificios antiguos que hansidodemolidossehaencontradoinalteradadesdeelmomentodesumontaje,excep-toenpuntosaisladosdondepuedenhaberocurridofugas.Inclusoenpresenciadefuga,la protección de taller es de poca influencia (Bigos, Smith, Ball y Foehl, 1954).
Esta Especificación no define el tipo de pintura a ser usada cuando se necesita la protec-ción de taller. La exposición final y preferencia individual con respecto a la pintura final sonlosfactoresquedeterminanlaeleccióndeunimprimadorapropiado.UnextensotratamientodeestetemaseencuentraenSSPC(2000).
3. Superficies de Contacto
Preocupaciones especiales respecto a las superficies de contacto en HSS deben ser con-sideradas.Comoresultadodelafabricación,generalmenteseencuentraunaligeracapade aceite en la superficie exterior del HSS. Cuando se especifica pintura, se debe limpiar conunsolventeadecuadoestacapadeaceitedelHSS;verSSPC(2000).
5. Superficies Adyacentes a las Soldaduras de Terreno
Esta Especificación permite la soldadura de materiales de superficie, incluyendo las pro-teccionesdetallerapropiadasquenoafectennegativamentelacalidaddelasoldaduraniproduzcangasesnocivos.
M4. MONTAJE
2. Arriostramientos
Para informaciónsobreeldiseñodesoportes laterales temporalesy loscomponentespara edificaciones de poca altura ver Fisher y West (1997).
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4. Ajuste de Uniones de Compresión y Placas de Base
Ensayosencolumnasaescalarealempalmadasconunionesquehansidointencional-mentecepilladasfueradeescuadra,conrelaciónyaseaalejefuertecomoalejedébil,demostraronquelacapacidaddetrasmitircargafuesimilaraladecolumnassinempal-mes(PopovyStephens,1977).Enlosensayos,nofueronllenadaslasseparacionesde2 mm (1/16 in.); las separaciones de 6 mm (¼ plg) con planchas de relleno de caras pa-ralelasyacerotemplado.Enlosensayosseutilizaronsoldadurasdepenetraciónparcialde tamaño mínimo. No se realizaron ensayos en miembros con separaciones mayores a 6 mm. (¼ plg).
5. Soldadura en Terreno
El propósito de usar escobilla de acero para remover la pintura de taller en las superficies adyacentesalasunionesasersoldadasenterrenoesreducirlaposibilidaddeporosidadyagrietamientoy tambiénpara reducircualquierpeligrodelambiente.Aunqueexis-ten ensayos limitados que indican que superficies pintadas tienen como consecuencia soldadurassólidassinescobillado,otrosensayosresultaronenexcesivaporosidady/oagrietamiento al soldar superficies cubiertas. El uso de escobilla de acero para reducir el espesor de la película de pintura minimiza el rechazo de la soldadura. No son necesarios elesmeriladouotrotratamientoademásdelescobillado.
M5. CONTROL DE CALIDAD
Para facilitar el control de calidad, la inspección y la identificación, se debiera hacer re-ferenciaalCode for Standard Practice for Steel Buildings and Bridges(AISC,2005).
5. Identificación del Acero
Los procedimientos de identificación del material debieran ser suficientes para mostrar las designaciones de la especificación del material y para vincular al material a cualquier requisito especial, tal como la resistencia al impacto (tenacidad) cuando se especifica.
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ANEXO 1
ANÁLISIS INELÁSTICO Y DISEÑO
1.1. DISPOSICIONES GENERALES
EldiseñodeestructurasdeaceroestáticamenteindeterminadasdeacuerdoconelAnexo1sebasaensuresistencia inelástica. Aunque el diseño podría ser desarrollado de acuer-doconlasSecciónB4.3(ASD)cuandoelfactordecargaadecuadofueraincluidoenelanálisis,esteprocesoesmáscomplicadoquesimplementehacereldiseñodeacuerdoconlaSecciónB3.3(LRFD).Porestemotivo,sóloseentreganlasdisposicionesparaLRFD.SepermiteunaexcepciónenlaSección1.3,comosediscutemásabajo.
1.2. MATERIALES
Extensainvestigaciónsobreelcomportamientoplásticoeinelásticodevigascontinuas,marcos rígidosyconexioneshademostradoampliamente la idoneidaddelaceroconniveles de esfuerzo de fluencia de hasta 4574 Kg/cm2(450MPa)(ASCE,1971).
1.3. REDISTRIBUCIÓN DE MOMENTOS
Las disposiciones de la Sección 1.3 han sido parte de la Especificación desde la edición de 1949. El permiso para aplicar una redistribución del 10% del momento de flexión calculadoelásticamenteenpuntosdesoporte interiordebidoacargasgravitacionalesen vigas compactas continuas reconoce parcialmente la filosofía de diseño plástico. La figura C-A-1.1 ilustra la aplicación de esta disposición comparando los diagramas de momentocalculadosconlosdiagramasalteradosporesta.
1.4 PANDEO LOCAL
Eldiseñoinelásticorequierequehastalaformacióndelmecanismoplásticoohastaelmáximo de la curva carga inelástica-deflexión, los momentos en los puntos de rótula plásticasemantenganalniveldelmomentoplástico.Estoimplicaqueelmiembrodebe tener la suficiente capacidad de rotación inelástica para permitir la redistribu-cióndelosmomentos.LasseccionesdesignadascomocompactasenlaSecciónB4tienenunacapacidadderotacióndeaproximadamente3ysonadecuadasparadise-ño plástico. La razón límite ancho/espesor designada como λrenlaTablaB4.1eslarazóndeesbeltezmáximaparaquesepuedaalcanzarestacapacidadderotación.MayordiscusiónsobrelosantecedentesdeestasdisposicionessedaenelComentariodelaSecciónB4.
Los límites adicionales de esbeltez de las Ecuaciones A-1-1 a A.1.4 se aplican a casos no cubiertos por la Tabla B4.1. Las ecuaciones para los límites a la razón altura/espesor de almas de miembros de ala ancha y HSS rectangulares bajo flexión y compresión combinadas han sido extraídas de la Tabla B5.1 de la LRFD Specification(AISC,2000b)de1999.EstasdisposicioneshansidopartedelosrequisitosdediseñoplásticodesdelaEspecificación de 1969, y se basan en investigación documentada en Plastic Design in Steel, A Guide and a Commentary(ASCE,1971).LasecuacionesparalasalasdeHSSy
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otrasseccionescajón(EcuaciónA-1-3)yparaHSSredondeadas(EcuaciónA-1-4)sondelaSpecification for Steel Hollow Structural Sections (AISC,2000).
Eneldiseñoplásticodevigasestáticamenteindeterminadasnoesrecomendadoelusodeángulos,seccionesTyángulosdobles,dadoquelacapacidadderotacióninelásticaenzonasdondeelmomentoproducecompresiónenunalasobresaliente,porlogeneral,no será suficiente.
1.5. ESTABILIDAD Y EFECTOS DE SEGUNDO ORDEN
LaSección1.5requierequelasecuacionesdeequilibrioseanformuladasenlageome-tría de la estructura deformada para marcos diseñados por análisis plástico o inelástico.
Lasvigascontinuasarriostradasnosolicitadasporcargasaxialespuedenserdiseñadasmedianteanálisis plástico de primer orden.Tambiénpuedenserdiseñadosporanálisisplásticodeprimerordenlosmarcosarriostradosymarcosdemomentoconcargasaxia-lespequeñasenlosmiembrosqueestánarriostradosparaprevenirpandeolateral-torsio-nal y cargados de forma de producir flexión en torno al eje fuerte, siempre que se tengan en cuenta los requisitos de los Capítulos C (los factores de amplificación B1yB2),E(ecuacionesdecolumna)yH(ecuacionesdeinteracción).ElanálisisplásticodeprimerordenestratadoenASCE(1971),entextosdediseñoenacero[porejemplo,SalmonyJohnson(1996)yGalambos,LinyJohnston(1996)],entextosdedicadosenteramentealdiseñoplástico[porejemplo,HorneyMorris(1982);ChenySohal(1995);yBruneau,Uang y Whittaker (1998)] y en manuales de ingeniería estructural (Gaylord, Gaylord y Stallmeyer,1997).
Fig. C-A-1.1. Ejemplos de los efectos de la redistribución de momentos del 10%.
A
A
A
A
BB
B
B
A=DiagramademomentosB = Diagrama de momentos modificado con un 10% de reducción del momento en epoyos
intermedios
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Elanálisisplásticodeprimerordenesaplicablealasvigascontinuasymarcosdepocaalturaconcargasaxialespequeñas.Paraestasestructurassimples,lasherramientasdeanálisisplásticoseencuentrandisponibles fácilmenteparaeldiseñadoren librosquepresentanmanerassimplesdecalcular lascargasdelmecanismoplástico.Estonoseaplicaalcasogeneraldemarcosdemomento,dondesedebellevaracabounanálisisinelásticodesegundoordencompletoparadeterminarlosefectosdelascargasenlosmiembrosyconexiones.Elestadodelartedelanálisisinelásticodemarcossediscuteen el Capítulo 16 de Galambos (1998). En los textos [por ejemplo, Chen y Sohal (1995) yMcGuire,GallagheryZiemian (2000)] se presentan las aproximacionesbásicas alanálisis inelástico,comotambiénejemplosdesarrolladosyprogramasdecomputadorparaserusadosporquienesestudieneltema.
1. Marcos Arriostrados
EnlaSección1.5.1seentregandosrestriccionesparaeldiseñoplásticodemarcosarrios-trados: (1) el sistema de arriostramiento debe permanecer elástico; y (2) la fuerza axial encualquiercolumnanodebeexcederel85%dela carga de aplastamiento,FyAg.
2. Marcos de Momento
LadisposiciónenlaSección1.5.2restringelacargaaxialencualquiercolumnaal75%delacarga de aplastamiento.Estadisposición,aligualquelacorrespondienteenlaSec-ción1.5.1,esunalimitaciónprecautoriaporquenosehallevadoacaboinvestigaciónsuficiente con niveles altos de carga axial para asegurar que se mantiene una capacidad de rotación inelástica suficiente en el miembro.
1.6. COLUMNAS Y OTROS MIEMBROS EN COMPRESIÓN
Lascolumnasenmarcosarriostradosymarcosdemomentoqueseandiseñadasenbasedeunanálisisinelásticodeprimerordenoanálisisdemecanismoplásticosondimensio-nadasdeacuerdoconlosrequisitosdelaSecciónE3,conunlargoefectivodeterminadopormétodosdeanálisisdeestabilidad.Paramarcosdemomento,elfactordelargodeefectivopuedeexcederlaunidad.
1.7. VIGAS Y OTROS MIEMBROS EN FLEXIÓN
Elmomentoplástico,Mp,eselmáximomomentoqueactúaenlarótulaplástica.Cuandoun miembro de ala ancha está sujeto a flexión en torno a su eje fuerte, la razón del mo-mento plástico al momento de fluencia es aproximadamente 1.1 a 1.2. Sin embargo, si la flexión es en torno al eje débil, esta razón puede exceder 1.6. Se impone un límite de 1.6My de forma de prevenir fluencia excesiva bajo cargas de servicio.
Las partes de un miembro que requerirían rotar inelásticamente como una rótula plástica mientras los momentos son redistribuidos para eventualmente formar un mecanismoplástico,necesitanarriostramientomenosespaciadoquepartessimilaresdeunmarcocontinuo diseñado de acuerdo con la teoría elástica. Las ecuaciones A-1-7 y A-1-8 defi-nen la máxima longitud no arriostrada permitida en las cercanías de las rótulas plásticas para secciones de ala ancha flectadas en torno a su eje fuerte, y para secciones rectangu-laresyvigascajónsimétricas,respectivamente.Estasecuacionessonidénticasaaque-
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llasenla LRFD Specification(AISC,1999)de1999.Sondiferentesdelasecuacionescorrespondientes en el Capítulo N de la ASD Specification(AISC,1989)de1989.LasnuevasecuacionesestánbasadaseninvestigaciónreportadaenYurayotros(1978).
Algunos requisitos que estaban en el capítulo de diseño plástico de la ASD Specification (AISC, 1989) de 1989, ya no se enumeran explícitamente en el Anexo 1. Una de estas esladisposicióndequeserequierenatiesadoresdelalmaenunpuntodeaplicacióndecarga donde se formaría una rótula plástica. Sin embargo, las disposiciones de la Sección J10seaplicantantoadiseñoplásticocomoelástico.Nosehacemenciónarequisitosde corte, pero se aplican los requisitos del Capítulo G. La resistencia de corte plástico esVp=Vn=0.6FyAw (Ecuación G2-1, con Cv igual a 1.0). El límite de esbeltez plástica máximadelalmaparadiseñoplásticoesentoncesiguala
(C-A-1-1)
con un coeficiente de pandeo por corte kv = 5. La resistencia de corte plástico de 0.6FyA
w
esunaliberalizacióndela0.55FyA
wutilizadaanteriormenteyqueerarecomendadaen
ASCE(1971)basadaenunaextensainvestigación.
1.8. MIEMBROS BAJO SOLICITACIONES COMBINADAS
Los miembros solicitados por momento de flexión y fuerza axial están sujetos a las disposicionesdelasecuacionesdeinteraccióndelaSecciónH1.Cuandoelmiembrocontiene una rótula plástica dentro de su luz o en su extremo, y la flexión es en torno al ejefuertedeunaseccióndoblementesimétrica,entonceselmiembrodebeserarriostra-dolateralmentecercadelaubicacióndelarótula(EcuacionesA-1-7oA-1-8).Cuandola longitud no arriostrada del miembro excede estos límites, la capacidad de rotación inelástica puede verse afectada, debido a la influencia combinada de deformación lateral ytorsional,atalpuntoquelaacciónplásticanopuedaserlograda.Sinembargo,cuandoel momento requerido es lo suficientemente pequeño para que se cumplan las ecuacio-nes de interacción de la Sección H1, el miembro será lo suficientemente fuerte para funcionarenunaunióndondeserequierelaformacióndeunarótulaenotromiembrode la unión. Esta Especificación no permite el diseño plástico cuando las fuerzas de la viga-columnaincluyentorsión.
1.9. CONEXIONES
Las conexiones adyacentes a las rótulas plásticas deben ser diseñadas con suficiente resistenciayductilidadparasoportarlasfuerzasydeformacionesimpuestasbajolascar-gasrequeridas.Laimplementaciónprácticadeestareglaesqueseancumplidosestric-tamente los requisitos del Capítulo J. Las disposiciones para el diseño de conexiones del Capítulo J han sido desarrolladas a partir de la teoría plástica y verificada por numerosos ensayos,comosediscuteenASCE(1971)yenmuchoslibrosypublicaciones.Porlotanto, las conexiones que cumplan estas disposiciones están inherentemente calificadas parasuusoenestructurasdiseñadasplásticamente.
h t k E F E F E Fw p v y y y
/ . / . / . /( ) = = =1 1 1 1 5 2 5
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ANEXO 2
DISEÑO PARA EMPOZAMIENTO
Laestabilidadalempozamientosedeterminaestableciendoquelascondicionesde lasEcua-cionesA-2-1yA-2-2delAnexo2seancumplidas.Estasecuacionesentreganunaevaluaciónconservadorade la rigidez requeridaparaevitardeformacióndesmedida,dandoun factordeseguridaddecuatrocontralainestabilidadalempozamiento.
DadoquelasEcuacionesA-2-1yA-2-2entreganresultadosconservadores,puedeserventajosollevaracabounanálisisdeesfuerzomásdetalladoparaevaluarcuandounsistemadetechoquenocumplelasecuacionesanterioressiguesiendoseguroalafallaporempozamiento.
ParalospropósitosdelAnexo2,miembros secundariossonlasvigasoviguetasquedirecta-mentesoportanlascargasdistribuidasdeempozamientosobreeltechodelaestructura,ylosmiembros primarios son lasvigasquesoportan las reaccionesconcentradasde losmiembros secundarios unidos a ellos. Representando la configuración deformada del miembro primario ysecundario crítico como una media onda sinusoidal, se pueden estimar el peso y distribución delaguaempozaday,apartirdeesto,lacontribucióndeladeformacióndecadaunodeestosmiembrosaladeformacióntotalporempozamientopuedeserexpresadacomosigue(Marino,1966):
Paraelmiembro primario
(C-A-2-1)
Parael miembro secundario
(C-A-2-2)
Enestasexpresiones∆0yδ
0son,respectivamente,lasdeformacionesdelasvigasprimariay
secundariadebidoalacargapresentealiniciodelempozamiento,y
αp=Cp / (1 – Cp) αs=Cs / (1 – Cs) ρ=δ0 / ∆0=Cs/Cp
Utilizando las expresiones anteriores para ∆wyδw, las razones ∆w/∆0yδw/δ0puedensercalcu-ladasparacualquiercombinacióndadademarcodevigasprimariasysecundariasusandolosvalorescalculadosdelosparámetrosCpyCs, respectivamente, definidos en la Especificación.
Inclusoenlabasedecomportamientoelásticoilimitado,sevequelasdeformacionesporempo-
∆∆
w
p s s
p s
=+ + +( )
−
α πα πρ α
πα α0
1 0 25 0 25 1
1 0 25
. .
.
δα δ π α π
ρα α α
w
s p p s p
=+ + +( ) +
−
0
2 2
132 8
1 0 185
1 0 2
.
. 55πα αp s
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zamiento se volverían infinitamente grandes a menos que
(C-A-2-3)
Dado que el comportamiento elástico no es ilimitado, la resistencia a flexión efectiva disponible encadamiembropararesistirlatensióncausadaporlaaccióndelempozamientoestárestringidaa la diferencia entre el esfuerzo de fluencia del miembro y la tensión f0producidaporlacargatotalsoportadaporélantesdeincluirlaconsideracióndelempozamiento.
Nótesequeladeformaciónelásticaesdirectamenteproporcionalalatensión.Lacantidaddeempozamiento admisible tanto en miembro primario como secundario crítico (media luz), en términos de la razón ∆w/∆0yδw/δ0,puedeser representadocomo(0.8Fy – f0)/f0, suponiendoun factor de seguridad de 1.25 contra la fluencia bajo la carga de empozamiento. Sustituyendo esta expresión por ∆w/∆0yδw/δ0, y combinando con las expresiones precedentes para ∆wyδw,se obtiene la relación entre los valores críticos para CpyCs y la resistencia elástica a flexión disponiblepararesistirelempozamiento.LascurvaspresentadasenlasFigurasA-2.1yA-2.2sebasanenestarelación.Ellasconstituyenunaayudadediseñoparausarcuandosenecesiteunadeterminaciónmásexactadelarigidezdelmarcodetechoplanoqueladadaporladisposiciónde la Especificación que Cp+0.9Cs ≤ 0.25.
Para cualquier combinación de marco primario y secundario, el índice de tensión se calcula como sigue:
Paraelmiembroprimario
(C-A-2-4)
Paraelmiembrosecundario
(C-A-2-5)
donde
f0=tensióndebidaaD+R(D=cargamuertanominal,R=carganominaldebidoaaguaslluviasohieloquecontribuyenexclusivamentealempozamiento),Kg/cm2(MPa)
Dependiendo de la ubicación geográfica, esta carga debiera incluir la cantidad de nieve que pueda estar presente, aunque las fallas por empozamiento han ocurrido más frecuentementedurantelluviastorrencialesdeverano,situacionesenlascualeslatasadeprecipitaciónexcedelatasadedrenajeyelgradientehidráulicoresultantesobregrandesáreasdetechohacausadoacumulaciónsustancialdeaguaaciertadistanciadelosaleros.
Dadoeltamaño,elespaciamientoylaluzdeunacombinacióntentativadevigasprimariasy
C
C
C
Cp
p
s
s1 1−
−
<
4
π
UF f
fp
y
p
=−
0 80
0
.
UF f
fs
y
s
=−
0 80
0
.
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secundarias, por ejemplo, uno puede entrar a la Figura A-2.1 al nivel del índice de tensiones Up,determinadoparalavigaprimaria;moversehorizontalmentehastaelvalorCscalculadoparalasvigassecundarias;luegomoversehaciaabajohastalaescaladeabscisas.Larigidezcombinadadel enmarcado primario y secundario es suficiente para prevenir el empozamiento si la constante de flexibilidad leída de esta última escala es mayor al valor de Cpcalculadoparaelelemento primario dado; de lo contrario, será necesario un miembro primario o secundario más rígido, o unacombinacióndeambos.
Cuandoelenmarcadodetechoconsistedeunaseriedevigasapoyadassobremurosigualmenteespaciadas, las vigas serían consideradas como miembros secundarios, apoyadas sobre un miem-bro primario infinitamente rígido. Para este caso, debería usarse la Figura A-2.2. El valor límite deC
squedarádeterminadoporlainterseccióndeunarectahorizontalquerepresenteelvalorUs
ylacurvaparaCp=0.
El aporte de una cubierta de metal a la flecha por empozamiento es usualmente una parte tan pequeña de la deformación total por empozamiento de un panel de techo, que es suficiente con limitarsumomentodeinerciamm4pormetrodeanchonormalasuluza3940veceslacuartapotenciadelalongituddesuluz,comoseentregaenlaEcuaciónA-2-2.Sinembargo,puedesernecesariochequearlaestabilidadcontraempozamientodeuntechoconsistentedeunacubiertade techometálicade razónprofundidad-luz relativamente esbelta, extendiéndose entrevigasapoyadasdirectamentesobrecolumnas.EstosepuedehacerutilizandolasFigurasA-2.1oA-2.2con los siguientes valores calculados:
Up = índice de tensiones para la viga soportanteUs = índice de tensiones para la cubierta de techoCp = constante de flexibilidad para las vigas soportantesCs = constante de flexibilidad para un ancho de 1 pie de la cubierta de techo(S=1.0)
Dado que la rigidez de corte del sistema enrejado así formado es menor a la de una placa sólida, elmomentodeinerciadelasviguetasdeaceroyenrejadosdebierasertomadocomoalgomenosqueladesuscordones(Heinzerling,1987).
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ANEXO 3
DISEÑO PARA FATIGA
Cuando el estado límite de fatiga es una consideración de diseño, su intensidad es afectada más significativamente por el número de aplicaciones de carga, la magnitud del rango de tensión y la intensidad de las concentraciones de tensiones asociadas a detalles específicos. Los problemas de fatiga no se encuentran normalmente en el diseño de edificios; sin embargo, cuando se pre-sentan, y si son lo suficientemente severos, la fatiga es importante y todas las disposiciones del Anexo3debensersatisfechas.
3.1. GENERAL
Engeneral,miembrosyconexionessujetosanomenosdeunoscuantosmilesdeciclosdecarganoconstituiránunestadodefatigaexceptoposiblementecasosqueinvolucreninversióncompletadecargayciertosdetallesparticularmentesensibles.Estosedebeaqueelrangodetensióndediseñocorrespondienteestarálimitadoporla tensióndediseño elástico. Para niveles bajos de tensión de tracción cíclica, se alcanza un punto dondeelrangodetensiónestanpequeñoqueelagrietamientodefatiganoseiniciarásin importar el número de ciclos de carga. Este nivel de tensión se define como el umbral de fatiga,FTH.
Lassiguientesconclusionesgenerales,estánsustentadosenextensosprogramasdeen-sayo utilizando especímenes a escala completa y complementados mediante aná-lisisteóricosdetensión(Fisher,Frank,HirtyMcNamee,1970;Fisher,Albrecht,Yen, Klingerman y McNamee, 1974):
(1)Elrangodetensiónyseveridaddelamuescasonvariablesdetensióndominantes paradetallessoldadosyvigas;(2) Otras variables tales como tensión mínima, tensión media y tensión máxima, no son tan significativos para efectos de diseño; y(3) Aceros estructurales con puntos de fluencia de 2500 a 7000 Kg./cm2(250a690MPa) no presentan tensiones de fatiga significativamente distintas para detalles de soldadura dadosyfabricadosdelamismaforma.
3.2. CÁLCULO DE TENSIONES MÁXIMAS Y RANGO DE TENSIONES
La fluctuación de tensión que no involucra tensión de tracción no causa propagación de lagrietaynoesconsideradauncasodefatiga.Porotraparte,enelementosdemiembrossujetossolamenteatensionesdecompresióncalculadas,lasgrietasporfatigasepuedeniniciarenregionesde tensiones residualdetracciónelevadas.Endichoscasos,lasgrietasporlogeneralnosepropaganmásalládelaregióndetensionesresidualesde tracción,debidoaque lagrietaalivia la tensión residual.Porestemotivo, losrangosdetensionesqueestáncompletamenteencompresiónnonecesitanserestu-diados por fatiga. Para casos que involucren inversión cíclica de tensiones, el rango detensióncalculadodebesertomadocomolasumadelastensionesdecompresiónylastensionesdetracciónproducidaspordistintasdireccionesopatronesdeaplicacióndelacargaviva.
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3.3. RANGO DE TENSIÓN DE DISEÑO
LaresistenciaalafatigasehaobtenidodeunarelaciónexponencialentreelnúmerodeciclosalafallaNyelrangodetensión,Sr,llamadarelaciónS – N,delaforma
(C-A-3-1)
Usualmente la relación general se grafica como una función log-log lineal (Log N = A– n Log Sr).LaFiguraC-A-3.1muestralafamiliadecurvasderesistenciaalafatigaidentificadas como categorías A, B, B’, C, C’, D, E y E’. Estas relaciones fueron estable-cidasenbaseaunaextensabasededatosdesarrolladaenEstadosUnidosyelextranjero(KeatingyFisher,1986).Elrangodetensióndediseñohasidodesarrolladoporajustedel coeficiente Cf de formaque seentregueunacurvaqueabarquedosdesviacionesestándar del error estándar de estimación de la vida cíclica de fatiga bajo la relación S – N– media de los datos reales de ensayo. Estos valores de Cfcorrespondenaunapro-babilidaddefallade2.5porcientodelavidadediseño.
AntesdelAISCLoad and Resistance Factor Design Specification for Structural Steel Buildings (AISC, 2000b) de 1999, las especificaciones entregaban tablas paso a paso que cumplían el criterio anterior de ciclos de carga, categorías de tensión y rangos de tensióndediseño.Unformatodeunasolatabla(TablaA-3.1)seintrodujoenelAISCLRFD Specification de 1999 que entregaba las categorías de tensión, ingredientes para la ecuación aplicable, e información y ejemplos que incluían los sitios de interés por potencialiniciodeagrietamiento(AISC,2000b).
Fig. C-A-3.1. Curvas de resistencia a la fatiga.
NC
Sf
rn
=
Número de Ciclos, N
Ran
go d
e Te
nsió
n, F
sr (k
sl)
Ran
go d
e Te
nsió
n, F
sr (M
Pa)
10
107106100
10
1108
100
100
A
A
B
BB`
B`&C`
C&C`
CDD
EE
E0
E`
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LaTablaA-3.1estáorganizadaen8seccionesdecondicionesgeneralesparadiseñoafatiga, como se muestra a continuación:
-LaSección1entregainformaciónyejemplosparaelmaterialdeaceroenrecortes, agujeros,tantocortadoscomofabricados.-LaSección2entregainformaciónyejemplosdevariostiposdeunionessujetadas mecánicamenteincluyendobielasyplacasparapasadores.-LaSección3entregainformaciónrelacionadaconconexionessoldadasusadaspara unirmiembrosarmados,talescomosoldaduraslongitudinales,agujerosdeaccesoy refuerzos.- La Sección 4 se ocupa solamente de soldaduras de filete que soportan carga longitu- dinalenempalmesdecorte.-LaSección5entregainformaciónparavariostiposdeunionesconsoldaduraderanura o de filete que son transversales a la tensión cíclica aplicada.-LaSección6entregainformaciónsobreunavariedaddeelementosunidosalaspuntas delasalasoplacasdelalmaconsoldaduraderanura,comotambiénelementossimil res conectados con soldaduras de filete o de ranura de penetración parcial en la unión.- La Sección 7 entrega información sobre varios elementos cortos fijos a miembros es- tructurales.-LaSección8agrupavariosdetallesmisceláneostalescomoconectoresdecorte,corte en la garganta de soldaduras de filete, tapón y ranura, y su impacto en el metal base. Además especifica la tracción en el área de varios pernos, barras de anclaje con hilo y ganchos.
Un formato similar y criterio consistentes son utilizados por otras especificaciones.
Cuando se encuentren detalles de fabricación que involucren más de una categoría de tensionesenelmismolugardelmiembro,elrangodetensiónendicholugardebeestarlimitado al de la categoría más restrictiva. La necesidad de un miembro más largo que elrequeridoporcargaestáticaesamenudoeliminadoubicandodetallesdefabricaciónqueinduzcanmuescasenzonassujetasamenoresrangosdetensión.
Un detalle no cubierto explícitamente antes de 1989 fue agregado en 1999 para cubrir elementosplacacargadosentracción,conectadosensuextremoporsoldaduradepene-tración parcial en la unión tipo ranura o filete, en la cual hay más de un punto de inicio de grieta por fatiga. Uno de ellos será más crítico que los otros dependiendo del tipo de uniónsoldada, tamañoyespesordelmaterial(FrankyFisher,1979).Sin importarellugardentrodelauniónenelcualseconsidereeliniciodelagrieta,elrangodetensióndediseñodadoesaplicablealmaterialconectadoalpiedelasoldadura.
3.4. PERNOS Y PARTES CON HILO
Laresistenciaalafatigadepernossujetosatracciónesfácilmentepredecibleenau-senciadepretensadoyaccióndepalanca;haydisposicionesparatalesdetallesnopre-tensadostalescomocolgadoresybarrasdeanclaje.Enelcasodepernospretensados,ladeformacióndelaspartesconectadasatravésdelascualesseaplicaelpretensadointroduceunaaccióndepalanca,lamagnituddelacualnoescompletamentepredeci-ble(Kulakyotros,1987).Elefectodepalancanoselimitasolamenteauncambioenla tracción axial promedio en el perno sino que además incluye flexión en el área del
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hilobajolatuerca.Debidoalaincertidumbreenelcálculodelosefectosdepalanca,no se incluyen disposiciones definitivas para el rango de tensión de diseño, para pernos sujetos a tracción axial, en esta Especificación. Para limitar las incertezas relacionadas alaaccióndepalancaenlafatigadepernospretensados,elrangodetensióndadoenlaTabla A-3.1 es apropiado para carga cíclica extendida sólo si la palanca inducida por la cargaaplicadaespequeña.
Esta Especificación no permite usar conectores no pretensados en uniones sujetas a car-gas cíclicas de corte. Se ha comprobado que pernos instalados en uniones que cumplen con todos los requisitos para conexiones de deslizamiento crítico permanecen intactos cuando son sujetos a tensiones de corte cíclicas, suficientes incluso para fracturar las partes conectadas. En la Sección 2 de laTablaA-3.1 se entregan disposiciones paradichospernos.
3.5. REQUISITOS ESPECIALES DE FABRICACIÓN Y MONTAJE
Esesencialquecuandobarraslongitudinalesderespaldoseandejadasenellugar,estasdebensercontinuasoempalmadasusandosoldadurasderanuradepenetracióncomple-taaplicadaalauniónesmeriladasantesdelmontajedelaspartesaunir.Delocontrario,laseccióntransversalnofusionadaconstituyeundefectotendienteafracturaypuedellevarafalladefatigaprematuraoinclusofracturafrágildelmiembrosoldado.
Enunionestransversalessujetasatracción,lafaltadefusiónenelplanoenunionesTconstituye una condición inicial de agrietamiento. En soldaduras de ranura, la raíz en la barradeapoyosueletenerdiscontinuidadesquepuedenreducirlaresistenciaafatigadelaconexión.Laremocióndelrespaldo,ahuecarnuevamentelauniónyvolverasoldar,eliminalasdiscontinuidadesnodeseadas.
Agregar soldaduras de filete de contorno en soldaduras de ranura de penetración com-pletatransversalesenunionesT,esquinasyesquinasre-entrantesreducelaconcentra-cióndetensionesymejoralaresistenciaalafatiga.
Estudios experimentales de vigas soldadas demostraron que si la rugosidad superficial debordescortadosallamaeramenora25μm,lasgrietasdefatiganosedesarrollarándesde el borde cortado a llama sino desde las soldaduras de filete longitudinales que unenlasalasdelavigaalalma(Fisheryotros,1970;Fisheryotros,1974).Estoentregaresistencia a la fatiga de Categoría B sin necesidad de esmerilar los bordes cortados a llama.
Lasesquinasre-entrantesencortes,recortesyagujerosdeaccesosparasoldadurapro-ducenunpuntodeconcentracióndetensionesquepuedereducirlaresistenciaalafatigasilasdiscontinuidadessonhechasmediantepunzonadoocorteallama.Escariarlosagujerosperforados y esmerilar la superficie cortada a llama hasta obtener una superficie metálica brillante previene cualquier reducción significativa en la resistencia a la fatiga.
Elusodelengüetasensoldadurasderanuraenunionesdeextremotransversalesmejorala solidezde la soldaduraen losextremosde launión.La remociónposteriorde laslengüetasy esmeriladode los extremos alineados con el bordedelmiembro eliminadiscontinuidadesquesonperjudicialesparalaresistenciaalafatiga.
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ANEXO 4
DISEÑO ESTRUCTURAL PARA LA CONDICIÓNDE FUEGO
4.1. DISPOSICIONES GENERALES
ElAnexo4daorientaciónalosingenierosestructuralesparadiseñarsistemasycompo-nentes de edificaciones de marcos de acero, incluyendo columnas, estructuras de piso y enrejados,paracondicionesdeincendio.ElcumplimientoconelobjetivodedesempeñodelaSección4.1.1puedeserdemostradotantoporanálisisestructuralcomoporensayosde calificación de los componentes.
Laexpansióntérmicayladisminuciónprogresivaenlaresistenciayrigidezsonlasprin-cipalesrespuestasestructuralesalaselevadastemperaturasquepuedenocurrirduranteun incendio. Una evaluación del diseño de los componentes y sistemas de un edificio basadoenlamecánicaestructuralquepermitaalosingenierosconsiderarlasexpansionestérmicasrestringidas,lasdeformacionesyladegradacióndelosmaterialesinducidosporfuego,puedenllevaraundiseñoestructuralmásrobustoparacondicióndeincendio.
GlosarioEnelglosariosepresentantérminosparaeldiseñodecomponentesysistemasestructu-ralesparacondicionesdefuego.LostérminoscomunesconaquellospresentesenotrosdocumentosparadiseñoresistentealfuegodesarrolladosporSFPE,ICC,NFPA,ASTMy organizaciones similares, se definen de manera consistente con estos.
4.1.1. Objetivo de Desempeño
El objetivo de desempeño bajo las disposiciones y guías de esta Especificación es el de seguridaddevida.Losnivelesdeseguridadcontra incendiodebierandependerde laocupación de la edificación, altura de la edificación, la presencia de medidas de mitiga-ciónactivadeincendioydelaefectividaddelcombatecontraincendios.Existen3esta-dos límite para los componentes que actúan como barrera contra el fuego (muros y pisos del compartimiento): (1) transmisión de calor que lleve a una elevación de temperatura inaceptable en la superficie no expuesta; (2) ruptura de la barrera debido a agrietamiento opérdidadeintegridad;y(3)pérdidadelacapacidaddesoportedecarga.Engeneral,lastresdebenserconsideradasporelingenieroparalograreldesempeñodeseado.Es-tos tres estados límite están interrelacionados en el diseño resistente a incendios. Para miembrosestructuralesquenoseanpartedeuncomponentedeseparación,elestadolímite dominante es la pérdida de capacidad de soporte de carga.
Los objetivos de desempeño específicos para una cierta instalación son determinados por los inversionistas en el proceso de construcción de la edificación, dentro del contexto del objetivo general y los estados límite antes mencionados. En ciertas situaciones, el código de edificaciones vigente puede estipular que el acero en edificaciones de ciertas ocupacionesyalturasseaprotegidopormaterialesresistentesalfuegoounidadesparaalcanzar metas de desempeño específicas.
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4.1.4. Combinaciones de Carga y Resistencia Requerida
Las medidas de seguridad contra incendios apuntan a tres niveles: (1) prevenir los brotes deincendiospormediodelaeliminacióndefuentesdeigniciónoprácticasriesgosas;(2)prevenireldesarrollodescontroladodelfuegoeigniciónpormediodedetecciónyeliminacióntempranas;y(3)prevenirlapérdidadevidasocolapsoestructuralporme-dio de sistemas de protección contra incendios, sectorización, vías de emergencia, cui-dado de la integridad estructural general y otras medidas pasivas. Medidas específicas dediseñoestructuralparaevaluarlaintegridadestructuralyriesgodefallaprogresivadebido a incendios severos pueden ser desarrolladas a partir de principios de la teoría de confiabilidad estructural (Ellingwood y Layendecker, 1978; Ellingwood y Corotis, 1991).
La probabilidad de falla del estado límite debida a incendio puede ser escrita como
P(F) = P(F | D,I) P(D|I) P(I) (C-A-4-1-1)
dondeP(I)=probabilidaddeignición,P(D| I)=probabilidaddedesarrollodeunincen-dio estructuralmente significativo y P(F| D,I)=probabilidaddefalla,dadalaocurrenciadelosdoseventosanteriores.LamedidastomadasparareducirP(I)yP(D| I)sonnoes-tructuralespornaturaleza.LasmedidastomadasporelingenieroestructuralparadiseñarresistenciaalfuegoenelimpactoalaestructurasedesignaporP(F|D, I).
El desarrollo de requisitos de diseño estructural requiere de un nivel de confiabilidad objetivo, siendo la confiabilidad medida por P(F)enlaEcuaciónC-A-4-1-1.Elanálisisde confiabilidad de sistemas estructurales para cargas gravitacionales vivas y muertas (Galambos,Ellingwood,MacGregoryCornell,1982)sugierequelaprobabilidaddelestado límite de conexiones y miembros individuales de acero sea del orden de 10-5a10-4/año.Parasistemasdemarcodeaceroredundantes,P(F)esdelordende10-6a10-5.El mínimo riesgo, esto es, el nivel bajo el cual el riesgo es de preocupación regulatoria o legal y los beneficios económicos o sociales de la reducción de riesgo son pequeños, estáenelordende10-7a10-6/año(Pate-Cornell,1994).SiP(I)esdelordende10-4/añopara edificaciones típicas y P(D| I)esdelordende10-2 para edificaciones de oficinas ycomercialesenáreasurbanasconsistemasdeeliminaciónuotrasmedidasdeprotec-ción,entoncesP(F|D,I)debieraseraproximadamente0.1paraestablecerqueelriesgodebidoafallaestructuralcausadaporincendioessocialmenteaceptable.
El uso de análisis de confiabilidad de primer orden basado en esta probabilidad de estado límite objetivo (condicional) lleva a la combinación de carga gravitacional presentada enlaEcuaciónA-4-1.LaEcuaciónA-4-1decombinacióndecargaeslamismaquelaEcuaciónC2-3queapareceelComentarioC2.5deSEI/ASCE7(ASCE,2002),dondelas bases probabilísticas para combinaciones de carga para eventos extraordinarios se explicanendetalle.Elfactor0.9seaplicaalacargamuertacuandoelefectodelacargamuertaesestabilizarlaestructura;delocontrario,seaplicaelfactor1.2.LosfactoresdecargadelasaccionesacompañantesLyS en esa ecuación reflejan el hecho de que la probabilidaddecoincidenciadelacargamáximavarianteeneltiempoconlaocurrenciadeunincendioesdespreciable(EllingwoodyCorotis,1991).
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El Comentario C2.5 de laASCE (2002) contiene una segunda ecuación que incluye0.2W. Esa ecuación se entrega para que sea verificada la estabilidad del sistema. El mismopropósitoselograexigiendoqueelmarcoseachequeadobajoelefectodeunapequeñacargalateralteóricaigualal0.2%delafuerzagravitacionalporpiso,actuandoencombinaciónconlascargasgravitacionales.Laresistenciarequeridaporelcompo-nenteosistemaestructuraldiseñadousandoestacombinacióndecargaesdelordende60a70%delaresistenciarequeridabajocargacompletagravitacionalodevientoatemperaturanormal.
4.2. DISEÑO ESTRUCTURAL POR ANÁLISIS PARA LA CONDICIÓN DE FUEGO
4.2.1. Incendio de Diseño
Unavezacordadaunacargadecombustibleparalaocupación,eldiseñadordebede-mostrarelefectodevariosincendiossobrelaestructuracalculandolasrelacionestem-peratura-tiempoparadistintosfactoresdeventilación.Estasrelacionespuedenresultarendiferentesrespuestasestructurales,yesdeutilidaddemostrarlacapacidaddelaes-tructuradesobrellevartalesexposiciones.Losefectosdeunincendiolocalizadodebentambiénserevaluadosparaasegurarqueeldañolocalnoesexcesivo.Enbaseaestosresultados, se pueden especificar los detalles de conexiones y bordes para obtener una estructura que sea lo suficientemente robusta.
4.2.1.1. Fuego Localizado
Losincendioslocalizadospuedenocurrirengrandesespaciosabiertos,comoeláreapeatonalencentroscomercialescubiertos,salonesdeaeropuertos,almacenesyfá-bricas,dondelospaquetescombustiblesseencuentranseparadosporgrandespasi-llos o espacios abiertos. En tales casos, el flujo de calor radiante puede ser estimado porunaaproximacióndepuntofuente,necesitandolatasadeliberacióndecalordelincendio y la distancia entre el centro del paquete combustible y la superficie más cercanadeacero.Latasadeliberacióndecalorpuedeserdeterminadaderesulta-dosexperimentalesoserestimadacuandoseconocelapérdidademasaporunidaddeáreadepisoocupadaporelcombustible.Delocontrario,sepuedesuponerunincendioestacionario.
4.2.1.2. Incendio en Compartimiento Post-Ignición
Se debe tener precaución al determinar perfiles temperatura-tiempo para espacios con razones de proporción altas, por ejemplo, 5:1 o mayor, o para espacios grandes, porejemplo,aquellosconunáreadepisoabierta(oexpuesta)mayora465m2.Entalescasos,espocoprobablequeardansimultáneamentetodosloscombustiblesenelespacio.Encambio,laintensidadserámayoroselimitaráaloscombustiblesmáscercanosaunafuentedeventilación.Paracompartimentosdetamañosreducidosoconrazonesdeproporciónbajas,lahistoriadetemperaturadelincendiodediseñopuedeserdeterminadaporecuacionesalgebraicasomodelosdecomputador,comolos que se describen en SFPE Handbook of Fire Protection Engineering (SFPE,2002).
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4.2.1.3. Incendios Exteriores
Se encuentra disponible una guía de diseño para determinar la exposición resultante de unincendioexterior(AISI,1979).
4.2.1.4. Duración del Incendio
Sedebetenerprecauciónaldeterminarladuracióndelincendioenespaciosconrazonesde proporción altas, por ejemplo, 5:1 o mayor, o para espacios grandes, por ejemplo, aquellosconunáreadepisomayora465m2. La principal dificultad radica en obte-nerunaestimaciónrealistaparalatasadepérdidademasa,dadoquepuedequenotodos loscombustiblesenelespacioesténardiendosimultáneamente.Loserroresque se cometen al reconocer laquema irregular resultarán enuna sobrestimacióndelatasademasaardiendoyunasubestimacióndeladuracióndelincendioporunmargen significativo. Algunos métodos computacionales pueden determinar implí-citamenteladuracióndelincendio,casoenelcualnoesnecesarioelcálculodelatasadepérdidademasa.
Donde se use una curva paramétrica para definir un incendio post-ignición, la duración se determina por medio de disposiciones de combustible versus ventilación, no explí-citamenteporpérdidademasa.Esta cláusulanodebiera limitar elusode relacionestemperatura-tiempoaaquellasdondesecalculaladuración,comoseestablecióantes,yaqueestastiendenaserincendioslocalizadoseincendiosexteriores.
4.2.1.5. Sistemas de Protección Activa Contra el Fuego
Se debe prestar la debida atención a la confiabilidad y efectividad de los sistemas de protecciónactivacontrafuegoaldescribirelincendiodediseño.Cuandoseinstalaunsistemaderociadoautomático,lacargatotaldecombustiblepuedeserreducidahastaenun60%(Eurocode1,1991).Lareducciónmáximaenlacargadecombustibledebieraser considerada sólo cuando el sistema de rociado automático sea de la máxima confia-bilidad, por ejemplo, con abastecimiento de agua confiable y adecuado, supervisión de válvulasdecontrol,programaciónregulardemantencióndelsistemaderociadoauto-máticodesarrolladadeacuerdoaNFPA(2002),ocuandolasalteracionesdelsistemaderociadoautomáticosonconsideradascomoalteracionesde tiempoparaelespacioconsiderado.
Paraespaciosconventiladoresautomáticosdehumoycalor,seencuentrandisponiblesmodelosdecomputadorparadeterminarlatemperaturadelhumo(SFPE,2002).Unareducción en el perfil de temperatura como resultado de la presencia de ventiladores de humo y calor, debiera ser considerada sólo para instalaciones confiables de estos. Si la hay,debieraestablecerseunaprogramaciónregulardemantenimientodelosventilado-resdeacuerdoaNFPA(2002a).
4.2.2. Temperaturas en Sistemas Estructurales Bajo Condiciones de Incendio
Elanálisisdetransferenciadecalorpuedevariardesdeanálisisunidimensionalesdondesesuponequeelaceroseencuentraatemperaturauniforme,aanálisistridimensionales.
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La suposición de una temperatura uniforme es apropiada en un “análisis de capacidad de calor concentrado” donde una columna de acero, viga o miembro de enrejado es uniformemente calentado a lo largo de su longitud y alrededor de todo el perímetro de lasecciónexpuesta,yel sistemadeprotección tambiénesuniformea lo largodesulongitud y alrededor de todo el perímetro de la sección. En casos con calentamiento no uniformeodondeseutilizandistintosmétodosdeprotecciónendiferentesladosdelacolumnas,debellevarseacabounanálisisunidimensionalparaarreglosdecolumnasdeacero.Losanálisisbidimensionalessonapropiadosparavigas,viguetasomiembrosdeenrejadosquesoportenlosasdepisootecho.
Losanálisisdetransferenciadecalordebieranconsiderarloscambiosenlaspropiedadesdelosmaterialesconelaumentodelatemperaturaparatodoslosmaterialesincluidosenelensamblaje.Estosepuedehacerenelanálisisdecapacidaddecalorconcentradousandounvalorefectivodelapropiedad,determinadoaunatemperaturacercanaalpun-tomedioestimadodelrangodetemperaturaesperadoalqueseesperaquedeexpuestoelcomponenteduranteeltiempodeexposición.Enlosanálisisuni-ybidimensionales,sedebe incluir explícitamente la variación de las propiedades con la temperatura.
Las condicionesdebordepara el análisis de transferenciade calor deben considerartransferenciadecalor radianteen todos loscasosy transferenciadecalorconvectivosi el miembro expuesto está sumergido en humo o sujeto a la influencia de la llama. Si esapropiado,sedebetomarencuentalapresenciadematerialesresistentesalfuegoenformadeaislamiento,pantallasdecaloruotrasmedidasdeprotección.
Análisis de Capacidad de Calor Concentrado.Elanálisisdeprimerordenparapredecirelaumentodelatemperaturaenlosmiembrosestructuralesdeaceropuedeserllevadoacaboutilizandoecuacionesalgebraicasdeformaiterativa.Esteenfoquesuponequeelmiembrodeacerotieneunatemperaturauniforme,aplicableacasosdondeelmiembrodeaceroestádesprotegidooprotegidodeformauniforme(entodoslados),yseencuen-tra expuesto a fuego alrededor de todo el perímetro del ensamblaje que lo contiene. Se debetenercuidadocuandoseaplicaestemétodoavigasdeaceroquesoportenlosasdepisootecho,yaqueesteenfoquesobrestimaelaumentodetemperaturaenlaviga.Además,cuandoseutiliceesteanálisiscomodatodeentradaparaelanálisisestructuraldeunavigadeaceroquesoportelosasdepisootechoexpuestasalfuego,losmomentosinducidostérmicamentenoseránsimuladoscomoresultadodelasuposicióndetempe-raturauniforme.
Miembros de acero no protegidos. El aumentode la temperatura en una seccióndeaceronoprotegidaenunperiodocortodetiemposedebedeterminarpor
(C-A-4-2-1)
El coeficiente de transferencia de calor, a,dedeterminade a =ac+ar (C-A-4-2-2)donde
ac = coeficiente de transferencia de calor convectivoar = coeficiente de transferencia de calor radiante, dado por
∆ ∆Ta
cWD
T T ts
s
F s=
−( )
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Para la exposición estándar, el coeficiente de transferencia de calor convectivo, ac,pue-deaproximarsecomo25W/m2-ºC. El parámetro, ε
F,tomaencuentalaemisividaddel
fuegoyelfactorvista.EstimacionesparaεF,sesugierenenlaTablaC-A-4-2.1.
Por motivos de precisión, se sugiere como límite máximo para el intervalo de tiempo, ∆t, 5 seg.
Latemperaturadelfuegoesnecesariodeterminarlaenbasearesultadosdelanálisisdeincendiodediseño.Comoalternativa,puedenusarselascurvasdetiempo-temperaturaestándar indicadas en ASTM E119 (ASTM, 2000) para incendios en edificaciones o ASTM E1529 (ASTM, 2000a) para incendios petroquímicos.
Miembros de Acero Protegidos.Estemétodoesmásaplicableamiembrosdeaceroconesquemasdeproteccióndecontorno,enotraspalabras,dondelaaislaciónoelmaterial(deprotección)siguenlaformadelasección.Laaplicacióndeestemétodoparaméto-dosdeproteccióndecajóngeneralmenteresultaráenunaumentodelatemperaturaso-brestimado.Elenfoquesuponequelatemperaturaexteriordelaaislaciónesaproxima-damenteigualalatemperaturadelfuego.Alternativamente,puedehacerseunanálisismáscomplejoelcualdeterminalatemperaturaexteriordelaaislacióndeunanálisisdetransferenciadecalorentreelensamblajeyelambientedeexposiciónalfuego.
Silacapacidadtérmicadelaaislaciónesmuchomenorqueladelacero,talquesecum-ple la siguiente desigualdad: csW/D>2dp ρp cp (C-A-4-2-3)
Entonces,laEcuaciónC-A-4-2-4puedeaplicarseparadeterminarelaumentodetem-peratura en el acero: (C-A-4-2-4)
TABLA C-A-4.2.1
Pautas para Estimar εF
Tipo de Arreglo εF
Columna, expuesta en todos sus costados 0.7
Viga de piso: Inserta en losa de concreto; con sólo el ala inferior de la viga expuesta al incendio
0.5
Viga de piso, con losa de concreto apoyada en el ala superior de la viga
Razón ancho ala: altura viga ≥ 0.5 0.5
Razón ancho ala: altura viga < 0.5 0.7
Viga cajón y viga enrejada 0.7
aT T
T Tr
F
F sF s
=×
−−( )
−5 67 10 84 4. ε
∆ ∆Tk
c dWD
T T ts
p
s p
F s= −( )
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Cuandoesnecesario considerar la capacidad térmicade la aislación (si no se sa-tisface la desigualdad en la Ecuación C-A-4-2-3), entonces se debiera aplicar laEcuación C-A-4-2-5:
(C-A-4-2-5)
El límite máximo para el intervalo de tiempo debiera ser 5 seg.
Idealmente,laspropiedadesdelosmaterialesdebieranserconsideradascomofun-cióndelatemperatura.Deformaalternativa,laspropiedadesdelosmaterialespue-denserevaluadasalamitaddelrangodetemperaturaesperadaparaelcomponente.Paramiembrosde aceroprotegidos, laspropiedadesde losmaterialespueden serevaluadas a 300 ºC, y para materiales de protección puede ser considerada una tem-peratura de 500 ºC.
Acero Exterior. El aumento de temperatura se puede determinar aplicando la siguiente ecuación: (C-A-4-2-6)
dondeq’’ es el flujo de calor neto incidente sobre el miembro de acero.
MétodosAvanzadosdeCálculo.Larespuestatérmicademiembrosdeaceropuedeserevaluadaaplicandounmodelocomputacional.Elmodeloparaanalizarlarespuestatér-mica de miembros de acero, debiera considerar lo siguiente:
Condiciones de exposición establecidas en base a la definición del incendio de diseño. Esnecesarioestipularlascondicionesdeexposiciónyaseaentérminosdeunahisto-riatiempo-temperatura,juntoconparámetrosdetransferenciadecalorderadiacióny convección asociados a la exposición, o como un flujo de calor incidente. El flujo decalor incidentedependedelescenariodel incendiodediseñoy laubicacióndelensamblaje estructural. El flujo de calor emitido por el fuego o humo puede ser deter-minadodeunanálisisderiesgodeincendio.Propiedadesdelosmaterialesdependientesdelatemperatura.Variacióndelatemperaturadentrodelmiembrodeaceroycualquiercomponentedeprotección, especialmente donde la exposición varíe de lado a lado.
Nomenclatura: Am área de la superficie de un miembro por unidad de longitud, m Ap área de la superficie interna del material de protección contra el fuego por unidaddelongitud,m Ac áreadelaseccióntransversal,m2
D perímetro de calor, m T temperatura, ºC V volumendeunmiembroporunidaddelongitud,m2
W peso(masa)porunidaddelongitud,kg/m a coeficiente de transferencia de calor, W/m2·ºC
∆ ∆Tk
d
T T
cWD
c dt
s
p
p
F s
s
p p p
=−
+
ρ2
∆ ∆Tq
cWD
ts
s
=
''
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c calor específico, J/kg·ºC d espesor,m hnet,d valor de diseño del flujo neto de calor por unidad de área, W/m2
k conductividad térmica, W/m·ºC l longitud,m t tiempodeexposiciónalfuego,segundos ∆t intervalodetiempo,segundos ρ densidad,kg/m3
Subíndices a acero c convección m miembro p materialdeproteccióncontraelfuego r radiación s acero t dependientedeltiempo T dependientedelatemperatura
4.2.3. Resistencias de los Materiales a Temperaturas Elevadas
LaspropiedadesparaelaceroyelconcretoatemperaturaselevadasseadoptandelECCS Model Code on Fire Engineering (ECCS, 2001), Sección III.2 “Material Properties”.EstaspropiedadesgenéricassonconsistentesconaquellasenlosEuro-codes 3 (Eurocode 3, 2002) y 4 (Eurocode 4, 2003), y reflejan el consenso de la in-geniería de incendios y la comunidad de investigación internacional. La información básicaparalaspropiedadesmecánicasdelaceroestructuralatemperaturaselevadassepuedeencontrarenCooke(1988)yKirbyyPreston(1988).
4.2.4. Requisitos de Diseño Estructural
La resistencia del sistema estructural en el incendio de diseño se puede determinar por:
(a)Análisisestructuraldelosmiembrosindividualesdondepuedenignorarselosefectos delarestricciónalaexpansióntérmicayarqueoperoseincorporalareducciónde resistenciayrigidezconlatemperatura.(b)Análisisestructuraldeensamblajes/subestructurasdondeseconsideranlosefectosdeexpan- sióntérmicayarqueorestringidosalincorporarnolinealidadesgeométricasydelmaterial.(c)Análisisestructuralglobaldondeseconsideraexpansióntérmicarestringida,arqueo, degradacióndelmaterialylasnolinealidadesgeométricas.
4.2.4.1 Integridad Estructural General
El requisitode integridadestructuralgeneral es consistente conel que aparece en laSección1.4deASCE(2002).Laintegridadestructuraleslahabilidaddelsistemaestruc-turaldeabsorberycontenereldañolocalofallasinllegarauncolapsoprogresivoqueinvolucrealaestructuracompletaounapartedesproporcionadamentegrandedeella.ElComentarioC1.4de laSección1.4deASCE (2002) contienedirectrices sobre laintegridad estructural general. La subdivisión de edificaciones/pisos de un edificio es
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unamaneraefectivadelograrresistenciaalcolapsoprogresivocomotambiéndepre-venir lapropagacióndeun incendio,al igualqueunarreglocelulardecomponentesestructuralesqueestánbienunidosentreellosproveeestabilidadeintegridadalsistemaestructuralaligualqueaislación.
4.2.4.2. Requisitos de Resistencia y Límites de Deformación
Amedidaquesecalientanlosmiembrosestructurales,suexpansiónestárestringidaporlosmiembrosadyacentesyconexiones.Laspropiedadesdelosmaterialessedegradanconla temperaturacreciente.Puedehaber transferenciadecargadesde losmiembrosmás calientes a miembros adyacentes más fríos. La deformación excesiva puede ser beneficiosa en un incendio si permite aliviar tensiones inducidas térmicamente. La de-formaciónesaceptablemientrassemantengalaseparaciónhorizontalyverticalcomotambiénlacapacidaddesoportedecargatotaldelsistemaestructural.
4.2.4.3. Métodos de Análisis
4.2.4.3a. Métodos Avanzados de Análisis
Losmétodosavanzadosserequierencuandosedebeconsiderarlarespuestaglobaldelsistemaestructuralalincendio,lainteracciónentremiembrosestructuralesymiembrosdeseparación,olaresistenciaresidualdesistemaestructuraldespuésdelincendio.
4.2.4.3b. Métodos Simples de Análisis
Losmétodossimplespuedenbastarcuandosepuedesuponerqueunmiembroocompo-nente estructural está sujeto a un flujo uniforme de calor en todos sus lados y la suposi-cióndetemperaturauniformeesrazonable,comoporejemplo,enunacolumnalibre.
4.2.4.4. Resistencia de Diseño
LaresistenciadediseñoparamiembrosestructuralesdeaceroyconexionessecalculacomoφRn,dondeRn= resistencianominal,en lacualse tomaencuentaeldeterioroen resistencia a temperaturas elevadas, y φ es el factor de resistencia. La resistencianominal se calcula como en los Capítulos C, D, E, F, G, H, I, J y K de la Especificación, usando la resistencia y la rigidez de los materiales a altas temperaturas definidas en las Tablas A-4.2.1 y A-4.2.2. Mientras ECCS (2001) y Eurocode 1 (1991) especifican fac-tores parciales para el material como igual a 1.0 para los estados límite “accidentales”, lasincertezasenresistenciaatemperaturaselevadassonsustancialesyenciertoscasosdesconocidas. Por consiguiente, los factores de resistencia aquí son los mismos que en condicionesnormales.
4.3. DISEÑO POR ENSAYOS DE CALIFICACIÓN
Los ensayos de calificación son una alternativa aceptable para diseñar por análisis para proveerresistenciaalfuego.SeanticipaquelabaseseráACE(1998),ASTM(2000)ydocumentossimilares.Unacondiciónnorestringidaesunaenlacuallaexpansiónenelapoyodeunmiembrosoportantedecarganoesresistidaporfuerzasexternasalmiembroylosextremosapo-
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yadosestánpermitidosdeexpandirseyrotar.Unmiembrodeaceroapoyadoenunmuroen un solo tramo o en el tramo final de múltiples tramos, debe ser considerado no restrin-gidocuandoelmuronohasidodiseñadonidetalladopararesistirempujestérmicos.
REFERENCIAS
Las referencias citadas tanto aquí como en cualquier parte del Comentario, están en la lista prin-cipaldereferenciasdelComentario.
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SFPE(2002),Handbook of Fire Protection Engineering,3rdEdition,DiNenno,P.J.(ed.), National Fire Protection Association, Quincy, MA.
BIBLIOGRAFÍA
Las siguientes referenciasentreganmayor informaciónsobreasuntosclave relacionadoscondiseño resistente a incendios de sistemas y componentes de edificaciones de acero, y son repre-
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sentativasdelaextensaliteraturasobreeltema.Lasreferenciasfueronelegidasporquesonfácil-menteaccesiblesaingenierosquebuscandiseñarestructurasdeaceroresistentesaincendios.
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Sakumoto, Y. (1999), “Research on New Fire-Protection Materials and Fire-Safe Design”, Journal of Structural Engineering, ASCE, Vol. 125, No. 12, pp. 1,415–1,422.
Toh, W.S., Tan, K.H. and Fung, T.C. (2001), “Strength and Stability of Steel Frames in Fire: Rankine Approach”, Journal of Structural Engineering, ASCE, Vol. 127, No. 4, pp. 461–468.
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ANEXO 5
EVALUACIÓN DE ESTRUCTURAS EXISTENTES
5.1. DISPOSICIONES GENERALES
Las combinaciones de cargas presentes en este capítulo se refieren a la carga gravitacional yaqueesestalacondiciónmásprevalente.Siotrascondicionesdecargasondeconsidera-ción,talescomocargaslaterales,debierausarselacombinacióndecargaapropiadadeASCE(2002) o del código de edificaciones aplicable.
5.2. PROPIEDADES DE LOS MATERIALES
1. Determinación de los Ensayos Requeridos
La cantidad de ensayos requeridos depende de la naturaleza del proyecto, lo crítico del siste-maestructuralomiembroevaluado,yladisponibilidadderegistrospertinentesalproyecto.Enconsecuencia,elingenieroestructuralresponsabledelaobratienelaresponsabilidaddedeterminar los ensayos específicos que se requieren y los lugares de donde deben obtenerse los especímenes.
2. Propiedades de Tracción
Lasmuestrasrequeridasparaensayosdetraccióndebieranserextraidasderegionesdees-fuerzoreducido,talescomopuntasdealasdeextremosdevigasybordesdeplacasexternas,paraminimizarlosefectoseneláreareducida.Elnúmerodeensayosrequeridosdependeráde si se hacen solamente para confirmar la resistencia de un material conocido o para esta-blecerlaresistenciadealgúnotroacero.
Se debe considerar que tanto el esfuerzo de fluencia determinado por métodos ASTM es-tándar como el informado por acerías y laboratorios de ensayo es algo mayor al esfuerzo de fluencia estático debido a los efectos dinámicos del ensayo. Además, la ubicación del especimendeensayopuedeteneralgúnefecto.Estosefectosyahansidoconsideradosenlas ecuaciones de resistencia nominal de esta Especificación. Sin embargo, cuando se evalúa resistencia por ensayo de carga, este efecto debe ser tomado en cuenta en la planificación del ensayo porque el esfuerzo tenderá a ocurrir antes de lo esperado. El esfuerzo de fluencia, Fys,puedeestimarsedeaqueldeterminadoporlaaplicaciónderutinadelosmétodosASTM,Fy,utilizando la siguiente ecuación (Galambos, 1978; Galambos, 1998):
(C-A-5-2-1) (C-A-5-2-1M)
dondeFys = esfuerzo de fluencia estático, Kg/cm2(MPa)Fy = esfuerzo de fluencia informado, Kg/cm2(MPa)R = 0.95 para ensayos tomados de especímenes de alma
1.00 para ensayos tomados de especímenes de ala
F R Fys y
= −( )281
S.I . : F R Fys y
= −( )
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PAR
TE
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ElfactorRen laEcuaciónC-A-5-2-1 tomaencuentaelefectode laubicaciónenelesfuerzo de fluencia informado. Antes de 1997, los informes de acería certificados para perfiles estructurales se basaban en especímenes extraidos del alma, de acuerdo con ASTM A6/A6M (ASTM, 2003). Posteriormente la ubicación especificada se cambia al ala. Durante 1997-1998, hubo una transición de especímenes del alma a especímenes delalaamedidaqueseadoptabanlasnuevasdisposicionesdeASTMA6/A6M(ASTM,2003).
4. Tenacidad del Metal Base
El ingeniero estructural responsable de la obra debe especificar la ubicación de las muestras. Lasmuestrasdebenserextraidas,cortadasallamaocortadasconsierra.Elingenieroestruc-turalresponsabledelaobradeterminarásiserequierenaccionesderehabilitación,comoelposibleusodeplanchasdeempalmeapernadas.
5. Metal de Soldadura
Debido a que las conexiones son típicamente más confiables que los miembros estructurales, usualmentenosonnecesariosensayosderesistenciadesoldadurasmetálicas.Sinembargo,investigacionesenterrenohanindicadoquealgunasvecessoldadurasderanuradepenetra-cióncompletaenlaunión,comoenunionesviga-columna,nofueronrealizadasdeacuer-do con AWS D1.1 (AWS, 2004). Las disposiciones especificadas en AWS D1.1, Sección 5.2.4entreganmediosparajuzgarlacalidaddeestetipodesoldadura.Dondeseaposible,cualquiermuestraextraidadebieraobtenersedeempalmesencompresiónenvezquedeempalmesentracción,yaquelosefectosdereparacionespararestaurareláreamuestreadason menos críticos.
6. Pernos y Remaches
Debido a que las conexiones son típicamente más confiables que los miembros estructurales, usualmentelaextracciónyensayoderesistenciadelosconectoresnoesnecesaria.Sinem-bargo, se requieren ensayos de resistencia de pernos cuando estos no pueden ser identificados adecuadamente de otra forma. Debido a que la extracción y ensayo de remaches es difícil, suponer el grado de resistencia de remache más bajo simplifica la investigación.
5.3 EVALUACIÓN MEDIANTE ANÁLISIS ESTRUCTURAL
2. Evaluación de Resistencia
Los factores de resistencia y de seguridad reflejan las variaciones en la determinación de la resistencia de miembros y conexiones, tales como incertidumbre en la teoría y variacionesenlaspropiedadesdelosmaterialesydimensiones.Siunainvestigacióndeunaestructuraexistenteindicaquehayvariacionesenlaspropiedadesdelosmaterialeso dimensiones significativamente mayores que aquellas esperadas en la construcción, elingenieroestructuralresponsabledelaobradebieraconsiderarelusodevaloresmásconservadores.
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5.4 EVALUACIÓN POR ENSAYOS DE CARGA
1. Determinación de la Intensidad de las Cargas mediante Ensayos
Generalmente, lasestructurasquepuedenserdiseñadasdeacuerdoconlasdisposicionesde esta Especificación no necesitan confirmación mediante ensayos de los valores calcu-lados. Sin embargo, pueden surgir situaciones especiales donde sea conveniente confirmar vía ensayos los resultados de los cálculos. Se entregan procedimientos de ensayo mínimos paradeterminarlaintensidaddecargavivadeunaestructura.Sinembargo,enningúncasolaintensidaddecargavivadeterminadaporensayodeberáexcederelquesepuedecalcularusando las disposiciones de esta Especificación. Esto no busca desestimar el uso de ensayos para evaluar condiciones o configuraciones especiales que no estén cubiertas adecuadamente por esta Especificación.
Esesencialqueelingenieroestructuralresponsabledelaobratometodaslasprecaucionesnecesarias para asegurar que la estructura no falle catastróficamente durante el ensayo. Una evaluacióncuidadosadelascondicionesestructuralesantesdelensayoesunrequisitofun-damental.Estoincluyelamediciónycaracterizaciónprecisadeltamañoylaresistenciadelosmiembros,conexionesylosdetalles.TodaslasregulacionesdeseguridaddeOSHAyotrosorganismospertinentesdebenserseguidasestrictamente.Elusodeapuntalamientoy andamiaje puede ser necesario en las cercanías del área de ensayo para evitar situaciones inesperadas.Sedebemonitorear cuidadosamente lasdeformacionesyevaluarconstante-mentelascondicionesestructurales.Enalgunoscasospuedeserconvenientemonitorearlasdeformacionesunitariastambién.
Elingenieroestructuralresponsabledelaobradebeusareljuicioparadeterminarcuándolasdeformacionesseestánvolviendoexcesivasyterminarlosensayosaunniveldecargaseguro incluso si aún no se consigue la carga deseada. La carga incremental se especifica de maneraquelasdeformacionespuedansermonitoreadasenformaprecisayeldesempeñodelaestructuraseacuidadosamenteobservado.Inicialmentelosincrementosdecargadebenser lo suficientemente pequeños como para que pueda determinarse el inicio de fluencia sig-nificativa. El incremento puede ser reducido a medida que la intensidad de comportamien-toinelásticoaumenta,yelcomportamientoaestenivelseacuidadosamenteevaluadoparadeterminarcuándoterminarelensayodeformasegura.Ladescargaperiódicadespuésdeiniciadoelcomportamientoinelásticoayudaalingenieroestructuralresponsabledelaobraadeterminarcuándoterminarelensayoparaevitarqueocurraunadeformaciónpermanenteexcesiva o una falla catastrófica.
Sedebetenerencuentaqueelmargendeseguridadalniveldelacargamáximausadaenelensayopuedesermuypequeño,dependiendodefactorescomoeldiseñooriginal,elpro-pósitodelosensayosyelestadodelaestructura.Entonces,esimperativoadoptartodaslasmedidasdeseguridadapropiadas.Serecomiendaquelamáximacargamuertausadaparalosensayosdecargaseaelegidaconservadoramente.Sedebetenerpresentequelaexperienciaconensayosdemásdeunvanodelaestructuraeslimitada.
Ladisposiciónquelimitalosaumentosendeformacionesparaunperiododeunahorasedaparatenerlacertezadequelaestructuraesestablealniveldecargaevaluado.
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2. Evaluación de la Serviciabilidad
Enciertoscasos,puedesernecesariodeterminarmedianteensayosdecargaeldesempe-ñoestructuralbajocondicionesdeservicio.Sedebetenerencuentaqueunarecuperacióncompleta (en otras palabras, regreso a la posición reflectada inicial) una vez retirada la carga máxima es poco probable debido a fenómenos como: fluencia local, deslizamiento en la interfase de la losa en construcción compuesta, fluencia lenta en losas de hormigón, aplas-tamientolocalodeformaciónenconexionesdecorteenlosas,deslizamientoenconexionesapernadasyefectosdecontinuidad.Dadoquelamayorpartedelasestructurasmuestranciertarelajaciónantelaprimeraaplicacióndecarga,esapropiadovolveraproyectarlacurvacarga-deformaciónparacargaceroparadeterminarlarelajaciónyeliminarladelasdefor-macionesregistradas.Cuandosedesee,lasecuenciadeaplicacióndecargapuederepetirseparademostrarquelaestructuraesesencialmenteelásticabajocargasdeservicioyqueladeformaciónpermanentenoesperjudicial.
5.5 INFORME DE EVALUACIÓN
Normalmentesellevaacaboabundanteevaluaciónyensayosdecargaenestructurasexis-tentescuandoladocumentaciónapropiadayanoexisteocuandohayundesacuerdoimpor-tantesobreelestadodelaestructura.Laevaluaciónresultantesóloesefectivasiestábiendocumentada,particularmentecuandohayensayosdecarga.Además,amedidaquepasaeltiempo,puedenaparecervariadasapreciacionesdelosresultadosamenosquetodoslospará-metrosdedesempeñoestructural,incluyendolaspropiedadesdelosmateriales,laresistenciaylarigidez,esténbiendocumentadas.
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ANEXO 6
ARRIOSTRAMIENTO PARA LA ESTABILIDADDE COLUMNAS Y VIGAS
6.1. DISPOSICIONES GENERALES
LosrequisitosdediseñodelAnexo6considerandostiposgeneralesdesistemasdearriostra-mientos,relativoynodal,comosemuestraenlaFiguraC-A-6.1.
Unsistemadearriostramientorelativodecolumna(talcomoarriostramientodiagonalomu-ros de corte) está unido a dos ubicaciones a lo largo de la longitud de la columna que define la longitudnoarriostrada.El sistemadearriostramiento relativomostradoconsisteen ladiagonalyunpuntalquecontrolaelmovimientoenunextremodelalongitudnoarriostrada,A,conrespectoalotroextremodelalongitudnoarriostrada,B.Tantoladiagonalcomoelpuntalcontribuyenalaresistenciaylarigidezdelsistemadearriostramientorelativo.Sinembargo,cuandoelpuntalesunavigadepiso,surigidezesgrandecomparadaconladiago-nal,entoncesladiagonalcontrolalaresistenciayrigidezdelarriostramientorelativo.
Unarriostramientonodalcontrolaelmovimientosóloenelpuntodearriostramientoparti-cular,sinlainteraccióndirectaconpuntosdearriostramientosadyacentes.Porlotanto,paradefinir una longitud no arriostrada, debe haber puntos de arriostramiento adyacentes adicio-nalescomosemuestraenlaFiguraC-A-6.1.LosdosarriostramientosnodalesdelacolumnaenCyD que están unidos al apoyo rígido definen la longitud no arriostrada para la cual se puedeusarK=1.0.Paralasvigas,unmarcotransversalentredosvigasadyacentesamitaddelaluzesunarriostramientonodalpuesprevieneelgirodelasvigassóloenlaubicaciónparticulardelmarcotransversal.Lalongitudnoarriostradaeslamitaddellargodelaluz.Elgiroenlosextremosdelasdosvigasesrestringidoporlasconexionesviga-columnaenlosapoyosextremos.Demanerasimilar,unarriostramientonodallateralunidoenlamitaddelaluz al ala superior de las vigas y un apoyo rígido supone que no hay movimiento lateral en lasubicacionesdelascolumnas.
LosrequisitosdearriostramientobuscanpermitirqueunmiembroalcancepotencialmenteunacargamáximabasadoenlalongitudnoarriostradaentrelospuntosarriostradosyK=1.0.Estonoeslomismoquelacargadepandeosindesplazamientotransversalalejedelmiembro,comoseilustraenlaFiguraC-A-6.2paraunvoladizoarriostrado.Larigidez crítica es 1.0 Pe /L,correspondienteaK=1.0.Esnecesariounarriostramientocon cinco veces esta rigidez para alcanzar el 95 % del límite K=0.7.Teóricamente,serequiere un arriostramiento infinitamente rígido para alcanzar el límite de no desplaza-mientotransversal.Elarriostramientorequeridoparaalcanzarlascapacidadesderota-ción o límites de ductilidad especificados, está más allá del alcance de estas recomenda-ciones. La inelasticidad del miembro no tiene un efecto significativo en los requisitos del arriostramiento(Yura,1995).
Winter desarrolló el concepto de un doble requisito para el diseño de arriostramientos: resis-tenciayrigidez(Winter,1958;Winter,1960).Lafuerzaenelarriostramientoesunafunciónde la desalineación inicial de la columna, ∆0,y larigidezdelarriostramiento,β.Paraun
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sistemadearriostramientorelativo,larelaciónentrelacargadelacolumna,larigidezdelarriostramientoyeldesplazamientolateralsemuestraenlaFiguraC-A-6.3.Siβ=βi,eslarigidez crítica del arriostramiento para un miembro perfectamente vertical, entonces P = P
e
solocuandoladeformaciónpordesplazamientotransversalsevuelvemuygrande.Desafor-tunadamente,estosgrandesdesplazamientosproducengrandesfuerzasenelarriostramiento.En la práctica, ∆ debe mantenerse pequeño al nivel de carga factorada.
Fig. C-A-6.2 Arriostramiento en Voladizo.
Fig. C-A-6.1 Tipos de Arriostramientos.
K= 1.0
arriostramientotipico
Ap
oyo
ríg
ido
Apoyorígido
β
β
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Losrequisitosderigidezdelarriostramiento,βbr,paramarcos,columnasyvigasfueronele-
gidos como dos veces la rigidez crítica. Todos los requisitos de rigidez usan un φ=0.75.ParaelsistemadearriostramientorelativomostradoenlaFiguraC-A-6.3,βbr=βientregaPbr=0.4%Pc para ∆
0=0.002L.Silarigidezdadaalarriostramiento,βact,esdiferentealrequeri-
miento,entonceslafuerzaenelarriostramientoomomentoenelarriostramientopuedensermultiplicados por el siguiente factor: (C-A-6-1)
No se especifica φenlosrequisitosderesistenciadelarriostramientoyaqueφestaincluidoen las disposiciones de resistencia de diseño del componente en otros capítulos de esta Es-pecificación.
1
2 −ββ
br
act
Fig. C-A-6.4. Definiciones de desplazamientos iniciales para arriostramientosnodales y relativos.
3β 2βi 3βi 2βi
β=βi
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El desplazamiento inicial, ∆0, para arriostramientos relativos y nodales es definido con res-pectoaladistanciaentrearriostramientosadyacentes,comosemuestraenlaFiguraC-A-6.4.El ∆0inicialesundesplazamientodelaposiciónalineadaenlospuntosdearriostramientocausadoporfuentesdistintasalaselongacionesdelarriostramientoporcargasgravitaciona-lesofuerzasdecompresión,talescomodesplazamientoscausadosporvientouotrasfuer-zaslaterales,toleranciasdemontaje,acortamientodecolumna,etc.Lasrecomendacionespara el arriostramiento lateral de marcos, columnas y vigas se basan en un supuesto ∆0=0.002L,dondeLesladistanciaentrepuntosdearriostramientoadyacentes.Paraarriostra-mientotorsionaldevigassesuponeunángulodegiroinicial,θ0,dondeθ0=0.002L/h0,yh0es la distancia entre los centroides de las alas. Para otros valores de ∆0yθ0,sedebeusarlaproporción directa para modificar los requisitos de resistencia del arriostramiento, PbryMbr.Paracasosenqueseapocoprobablequetodaslascolumnasenunpisoesténfueradeplomoenlamismadirección,ChenyTongrecomiendanunvalorpromedio,dondecolumnasn0, cada una con un ∆0aleatorio,vanaserestabilizadasporelsistemadearriostramiento (Chen y Tong, 1994). Este ∆0 reducido sería apropiado cuando se combinen fuerzas en los arriostramientos de estabilidad con las fuerzas de viento y sísmicas.
Se deben considerar las conexiones de arriostramientos, si estas son flexibles o pueden des-lizar, en la evaluación de la rigidez del arriostramiento, como sigue: (C-A-6-2)
Larigidezdelsistemadearriostramiento,βact
,esmenorquelamáspequeñadelasrigide-cesdelasconexiones,β
conn,oquelarigidezdelarriostramiento,β
brace.Eldeslizamientoen
conexionesconagujerosestándarnonecesitaserconsideradoexceptocuandosóloseusanunos pocos pernos. Cuando se evalúa el arriostramiento de filas de columnas o vigas, debe considerarselaacumulacióndelasfuerzasdearriostramientoalolargodelalongituddelarriostramientoqueresultaenundesplazamientodiferenteencadaubicacióndelavigaolacolumna.Entérminosgenerales,lasfuerzasdearriostramientopuedenserminimizadasincrementando el número de vanos arriostrados y usando arriostramientos rígidos.
6.2. COLUMNAS
Para el arriostramiento nodal de columna, la rigidez crítica es una función del número de arriostramientosintermedios(Winter,1958;Winter,1960).Paraunaarriostramientointerme-dio,βi=2P/Lb,yparamuchosarriostramientosβi=4P/Lb. La relación entre rigidez crítica y elnúmerodearriostramientos,n,puedeaproximarse(Yura,1995)comoβi=NiP/Lb,dondeNi = 4 – 2/n.Elcasomássevero(muchosarriostramientos)fueadoptadocomorequisitoderigidezdelarriostramiento,βbr = 2 × 4P/Lb.Larigidezdelarriostramiento,EcuaciónA-6-4,puedereducirseporlarazón,Ni /4,paratomarencuentaelnúmerorealdearriostramientos.
Lalongitudnoarriostrada,Lb,enlaEcuaciónA-6-4sesuponeigualallargoLq,quepermitealacolumnaalcanzarPu.CuandoelespaciamientorealdelarriostramientoesmenoraLq,larigidezrequeridacalculadapuedevolversealgoconservadorayaquelasecuacionesderigidezsoninversamenteproporcionalesaLb.Entalescasos,LqpuedesersustituidoporLb.(Estasustituciónestambiénaplicableparalasformulacionesdearriostramientonodaldevigas dadas en las Ecuaciones A-6-8 y A-6-9.). Por ejemplo, un W12×53 (W310×79) con Pu=181ton(1780kN)puedetenerunalongitudnoarriostradamáximade430cm(4.3m)
∆0 0
0 002= . /L n
1 1 1
β β βact conn brace
= +
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paraaceroA36(A36M).Sielespaciamientorealdelarriostramientoesde240cm(2.4m),entoncespuedeusarse430cm(4.3m)enlaEcuaciónA-6-4paradeterminarlarigidezre-querida.ElusodeLqenlaEcuaciónA-6-4entregaestimacionesrazonablesdelosrequisitosderigidezdelarriostramiento;sinembargo,lasoluciónpuedeaúnresultarenestimacionesconservadorasdelosrequisitosderigidez.Sepuedemejorarlaprecisióntratandoelsistemacomounsistemadearriostramientocontinuo,talcomolopresentanGalambos(1998);yLutzyFisher(1985).
Con respecto a los requisitos de resistencia del arriostramiento, el modelo rígido de Winter sólo toma en cuenta los efectos de fuerzas debido a desplazamientos laterales y entregaría unafuerzaenelarriostramientode0.8%Pu.Paratomarencuentalafuerzaadicionaldebidoalacurvaturadelmiembro,estafuerzateóricahasidoaumentadaa1.0%Pu.
6.3. VIGAS
Elarriostramientodevigasdebeprevenirelgirodelasección,noeldesplazamientolateral.Tantoelarriostramientolateral(porejemplo,viguetasunidasalalaencompresióndeunavigasimplementeapoyada)yelarriostramientotorsional(porejemplo,unmarcotransversalo diafragma entre dos vigas adyacentes) pueden controlar eficientemente el giro. Los siste-mas de arriostramiento lateral unidos cerca del centroide de la viga son ineficientes. Para vigas con doble curvatura, el punto de inflexión no puede considerarse como un punto de arriostramientoporqueenesepuntohaygiro(Galambos,1998).Unarriostramientolateralen un ala cercana al punto de inflexión también es ineficiente. En casos de doble curvatura el arriostramiento lateral cerca del punto de inflexión debe estar unido a ambas alas para prevenir el giro, de no ser así, se deberá usar arriostramiento torsional. Los requisitos para el arriostramientodevigassebasanenlasrecomendacionesdeYura(1993).
1. Arriostramiento Lateral
Paraelarriostramiento lateral,el siguiente requisitode rigidez fuederivadosiguiendoelenfoque de Winter: (C-A-6-3)
dondeNi = 1.0paraarriostramientorelativo = (4-2/n)paraarriostramientodiscreton = númerodearriostramientosintermediosPf =fuerzadecompresiónenelaladelaviga = π2EIyc/Lb
2
Iyc = momentodeinerciafueradelplanodelalaencompresiónCb = modificador del momento del Capítulo FCt = tomaencuentalacargaenelalasuperior(usarCt=1.0para cargacentroidal) = 1+(1.2/n)Cd = factordedoblecurvatura(compresiónenambasalas) = 1+(MS/ML)2
β φbr i b f t d b
N C P C C L= ( )2 /
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MS= menormomentoqueproducecompresiónencadaalaML= mayormomentoqueproducecompresiónencadaala
ElfactorCd varía entre 1.0 y 2.0 y se aplica sólo al arriostramiento más cercano al punto de inflexión. El término (2NiCt)puedeseraproximadodeformaconservadoracomo10paracualquiernúmerodearriostramientosnodalesy4paraarriostramientosrelativosy(CbPf)puedeseraproximadocomoMu/h lo que simplifica la Ecuación C-A-6-3 a los requisitos de rigidezdadosporlasEcuacionesA-6-6yA-6-8.LaEcuaciónC-A-6-3puedeserusadaenvezdelasEcuacionesA-6-6yA-6-8.
Elrequisitoderesistenciadelarriostramientoparaarriostramientorelativoes (C-A-6-4a)
yparaarriostramientonodal (C-A-6-4b)
Estossebasanensuponerundesplazamientolateralinicialdelalaencompresiónde0.002Lb.LosrequisitosderesistenciadelarriostramientodelasEcuacionesA-6-5yA-6-7sederivandelasEcuacionesC-A-6-4ayC-A-6-4b.Enellassehasupuestolacargaaplicadaenelalasuperior(Ct=2).LasecuacionesC-A-6-4ayC-A-6-4bpuedenserusadasenvezdelasEcuacionesA-6-5yA-6-7respectivamente.
2. Arriostramiento Torsional
Elarriostramientotorsionalpuedeestarunidocontinuamentealolargodelalongituddelaviga(porejemplo,cubiertaolosametálica)obienestarubicadoenpuntosdiscretosalolargodelalongituddelmiembro(porejemplo,marcostransversales).Conrespectoalarespuestadelaviga,elarriostramientotorsionalunidoalalaentracciónestanefectivocomounarriostramientounidoenlamitaddelaprofundidadoalalaencompresión.Aunquelarespuestadelavigaesgeneralmenteinsensiblealaubicacióndelarriostramiento,laposicióndelarriostramientoenlaseccióntransversaltieneunefectoenlarigidezdelarriostramientomismo.Porejemplo,unarriostramientotorsionalunidoalalainferiorusualmentetenderáa flectarse en curvatura simple (por ejemplo, con una rigidez a flexión de 2EI/Lbasadaenlaspropiedadesdelarriostramiento)mientrasqueunarriostramientounidoalalasuperiorusualmente tenderá a flectarse en curvatura inversa (por ejemplo, con una rigidez a flexión de 6EI/Lbasadaenlaspropiedadesdelarriostramiento).Conexionesparcialmenterestringidaspuedenusarseenlamedidaqueseconsideresurigidezalevaluarlarigideztorsionaldelarriostramiento.
LosrequisitosparaelarriostramientotorsionalsebasanenlaresistenciaalpandeodeunavigaconunarriostramientotorsionalcontinuoalolargodesulongitudquesepresentaenTaylor y Ojalvo (1966) y modificada por Yura (1993) para considerar la distorsión en la seccióntransversal.
(C-A-6-5)
P M C C hbr u t d
= 0 0040
. /
P M C C hbr u t d
= 0 010
. /
M M C MC EI
Cu cr bu
b y T
n
≤ = ( ) +0
22
2
β
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Eltérmino(CbuM0)eslaresistenciaalpandeodelavigasinarriostramientotorsional.Cn=1.2cuandolacargaseaplicaenelalasuperioryCn=1.0paracargacentroidal.βT =nβT/L eslarigidezdelarriostramientotorsionalcontinuoporunidaddelongitudosuequivalentecuandoseusannarriostramientosnodales,cadaunoconrigidezβT ,alolargodelvanoL;el2tomaencuentaladesalineacióninicial.Despreciareltérminodelpandeodelaviganoarriostradaentregaunaestimaciónconservadoradelrequisitoderigidezdelarriostramientotorsional(EcuaciónA-6-11).
Losrequisitosderesistenciaparalosarriostramientostorsionalesdevigasfuerondesarrolla-dossobrelabasedesuponerunaimperfeccióndegiroinicialdeθ0=0.002Lb/h0,dondeh0esigualalaalturadelaviga.Cuandosesuministra,porlomenosdosveceslarigidezideal,resultaenunafuerzaenelarriostramiento,Mbr=βTθ0.UsandolaformulaciónLRFDdelaEcuaciónA-6-11(sinφ),laresistenciarequeridaparaelarriostramientotorsionales
(C-A-6-6)
Para obtener la Ecuación A-6-9, la ecuación fue simplificada como sigue:
(C-A-6-7)
EltérminoMu/h
0puedeaproximarsecomolafuerzaenelalaPf ,yeltérminoLb
2/Cbπ2EIypuede representarse como el recíproco del doble de la resistencia a pandeo del ala (1/2 Pf).Reemplazandoestostérminosyevaluandolasconstantesresulta
(C-A-6-8)
queeslaexpresióndadaporlaEcuaciónA-6-9.
LasEcuacionesA-6-9yA-6-12danlosrequisitosderesistenciayrigidezparavigasdoble-mente simétricas. Para secciones con simetría simple estas ecuaciones generalmente serán conservadoras.Mejoresestimacionesde losrequisitosderesistenciaparaarriostramientotorsionalpuedenobtenersecon laEcuaciónC-A-6-6 reemplazando I
ypor I
effdadopor la
siguiente expresión: (C-A-6-9)
dondet es la distancia del eje neutro a las fibras extremas en tracción, cesladistanciadelejeneutro a las fibras extremas en compresión, e IyceIytsonlosmomentosdeinerciadelasalasencompresiónytracciónrespectivamenteconrespectoaunejeatravésdelalma.Sepuedenobtenerbuenasestimacionesdelosrequisitosderigidezdearriostramientostorsionalesparaperfiles I de simetría simple, usando la Ecuación A-6-11 y reemplazando I
yporI
eff dadopor
laEcuaciónC-A-6-9.
MLM
nEI C
L
hbr Tu
y b
b= =β θ0
2
20
2 4
500
.
MLM
nEI C
L
h
L
L
M Lbr
u
y b
b b
b
u= =2 4
500
2 4
500
2
20
2 2
2 2
2. .ππ
πnnL C
M
h
L
C EIb b
u b
b y2
0
2
2π
MM L
nC Lbru
b b
=0 024.
I It
cI
eff yc yt= +
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EltérminoβsecenlasEcuacionesA-6-10,A-6-12yA-6-13tomaencuentaladistorsióndelaseccióntransversal.Unatiesadordelalmaenelpuntodearriostramientoreduceestadistor-sióndelaseccióntransversalymejoralaefectividaddelarriostramientotorsional.Cuandounmarcotransversalseunecercadeambasalasoaundiafragmaqueesdeaproximada-mente la misma profundidad que la viga, entonces la distorsión del alma será insignificante deformaqueβsec tiende a infinito. La rigidez de arriostramiento requerida, βτb,dadaporlaEcuaciónA-6-10seobtuvoresolviendolasiguienteexpresiónquerepresentalarigidezdelsistema incluyendo efectos de distorsión: (C-A-6-10)
Losenrejadosdecordonesparalelosconamboscordonesextendiéndosehastaelextremodelaluzyunidosaapoyospuedensertratadoscomovigas.Paradeterminarlosrequisitosde resistenciay rigidezdelarriostramiento,en lasEcuacionesA-6-5aA-6-9,M
u,puede
sertomadocomolamáximafuerzadecompresiónenelcordónmultiplicadaporlaaltu-radelenrejado.Noesnecesarioconsiderarefectosdedistorsióndelaseccióntransversal,βsec,cuandoseusancomoarriostramientomarcostransversalesdeprofundidadcompleta.Cuandocualquieradeloscordonesnoseextiendehastaelextremodelvano,sedebeprestaratenciónparacontrolarelgirocercadelosextremosdelvano,usandomarcostransversalesoamarras.
1 1 1
β β βT Tb
= +sec
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ANEXO 7
MÉTODO DIRECTO DE ANÁLISIS
ElAnexo7,MétodoDirectodeAnálisis,entregaunnuevométodoparaelanálisisdelaestabili-dadydiseñodesistemasdeaceroestructuralcompuestosdemarcosdemomento,marcosarrios-trados,murosdecorteounacombinacióndeellos(AISC-SSRC,2003a).Aunquelaformulaciónprecisa del método es exclusiva de la Especificación AISC, algunas de sus características tienen similitudes con otras especificaciones de diseño importantes alrededor del mundo incluyendo losEurocodes,AustralianStandard,CanadianStandardyACI318.
Elmétododirectodeanálisishasidodesarrolladoconlametadedeterminardemaneramásprecisalosefectosdelascargasenlaestructuraenlaetapadeanálisisyeliminarlanecesidaddecalcularlalongitudefectivadepandeo(factorK)paracolumnasenelprimertérminodelasecuacionesdeinteracciónviga-columna.Estemétodoes,entonces,unimportantepasoadelanteen el diseño de marcos de momento de acero con respecto a ediciones anteriores de la Especifi-cación.Además,elmétodopuedeserusadoparaeldiseñodemarcosarriostradosysistemasdemarcocombinados.Porlotanto,estemétodopuedeserusadoparaeldiseñotodoslostiposdeestructurasdemarcosdeaceroutilizadosenlapráctica.Enelfuturoelmétodopuedeexpandirsemásalládesuusocomounaherramientadeanálisiselásticodesegundoordencomosepresentaaquí. Por ejemplo, puede ser aplicado con análisis inelástico o plástico. Además puede ser usado en el análisis de estructuras compuestas, aunque esta aplicación no está explícitamente tratada en esta Especificación.
El Capítulo C requiere que el método directo de análisis, como aquí se describe, sea usado donde el valor de la razón de amplificación de la deriva ∆2do orden/∆1er orden(oB2delaEcuaciónC2-3),determinadodeunanálisisdeprimerordende laestructura,exceda1.5.Elmétodo tambiénpuede ser usado en vez de los métodos descritos en el Capítulo C para el análisis y diseño de cualquier marco resistente a cargas laterales de una edificación de acero.
7.1. REQUISITOS GENERALES
Potencialmente hay muchos parámetros y efectos de comportamiento que influencian la estabilidad de estructuras de marcos de acero (Birnstiel y Iffland, 1980; McGuire, 1992; WhiteyChen,1993;ASCETaskCommitteeonEffectiveLength,1997;DeierleinyWhite,1998).Tresdelosaspectosmásimportantesdecomportamientodeestabilidadincluyen lasno-linealidadesgeométricas, lapropagacióndeplasticidady los estadoslímite en los miembros. Estos aspectos a la larga gobiernan las deformaciones del marco bajolascargasaplicadasylosefectosdecargaresultantesenlaestructura.
No-linealidades Geométricas e Imperfecciones.Lasdisposicionesmodernasdediseñoporestabilidadsebasanenlapremisadequelasfuerzasenlosmiembrossoncalcula-dasmedianteunanálisiselásticodesegundoorden,dondesesatisfaceelequilibrioenla geometría de la estructura deformada. La amplificación de las fuerzas del análisis deprimerordenporlosfactorestradicionalesB1yB2 en el Capítulo C es un método paradesarrollarunanálisiselásticodesegundoordenaproximado.Cuandolosefectosdeinestabilidadseanimportantes,sedebetenerespecialconsideraciónconlasimper-feccionesgeométricas inicialesen laestructuradebidoa toleranciasde fabricaciónymontaje. En el desarrollo y calibración del método directo de análisis, las imperfec-
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cionesgeométricasinicialessonsupuestasconservadoramenteigualesalastoleranciasmáximasdefabricaciónymontajepermitidasporelAISCCode of Standard Practice for Steel Buildings and Bridges (AISC,2005).Paracolumnasymarcos,esto implicaaceptarunaexcentricidaddelmiembroigualaL/1000,dondeLeslalongituddelmiem-broentrepuntosdearriostramientoouniones,yundesaplomodelmarcoigualaH/500,dondeH es la altura del piso. El desaplomo puede estar también limitado por los límites absolutos especificados en el Code of Standard Practice for Steel Buildings and Bridges (AISC,2005).
Propagación de Plasticidad.Elmétododirectodeanálisistambiénestácalibradocontraanálisis inelásticosdeplasticidaddistribuidaque tomanen cuenta lapropagacióndeplasticidadatravésdelaseccióntransversaldelmiembroyalolargodesulongitud.Lastensiones residuales térmicas nominales en perfiles W se supone que tienen un valor máximode0.3F
yencompresiónenlaspuntasdelasalasydistribuidodeacuerdoallla-
madopatróndeLehigh,valedecir,unavariaciónlinealatravésdelasalasyunatensiónuniformeenelalma(DeierleinyWhite,1998).
Estados Límite del Miembro.La resistenciadelmiembropuedeestarcontroladaporuno o más de los siguientes estados límite: fluencia de la sección transversal, pandeo local, pandeo de flexión y pandeo lateral-torsional o flexo-torsional.Paravigas-colum-nas en flexión en un eje y compresión, los resultados del análisis del método directo de análisis pueden ser usados con las nuevas ecuaciones de interacción del Capítulo H, las cuales consideran el pandeo en el plano de flexión y la inestabilidad lateral-torsional fueradelplanodemaneraseparada.Lasecuacionesdeinteracciónseparadasreducenlatendenciaconservadoraenlasdisposicionesdela1999LRFDSpecification(AISC,2000b), las cuales combinan la evaluación de los dos estados límite en una misma ecua-ción, usando la combinación más severa de límites en el plano y fuera del plano para Pu/φPn y Mu/φMn. Una ventaja significativa del método directo de análisis es que la evaluaciónenelplanoconP
nenlaecuacióndeinteracciónsedeterminausandoK=1.0
(enotraspalabrasKL = L).
Análisis de Segundo Orden. Las disposiciones de diseño por estabilidad del Capítulo Cestándesarrolladasparasuusoenanálisiselásticodesegundoorden.Esimportantequeseanconsideradasenelanálisistodaslasdeformacionesdeloscomponentesylasconexionesquecontribuyanaldesplazamientolateral.Enlapráctica,haydistintosen-foquesquepuedenusarseparallevaracaboelanálisisdesegundoorden,algunosdeloscualessonmásrigurososqueotros.
Seentiendeporanálisisdesegundoordenrigurosos,aquellosquemodelandemaneraprecisa todos los efectos de segundo orden significativos. Los análisis rigurosos inclu-yenlasolucióndelaecuacióndiferencialgobernante,yaseapormediodefuncionesdeestabilidadoprogramasparacomputadordeanálisisdemarcosquemodelenestosefectos(McGuire,1992;DeierleinyWhite,1998).Muchosprogramascomercialesmo-dernosparacomputador(peronotodos)soncapacesdedesarrollaranálisisrigurosos,aunque esto debiera ser verificado por el usuario para cada programa en particular. Los métodos que modifican los resultados de análisis de primer orden por medio de ampli-ficadores de segundo orden (por ejemplo, los factores B1yB2)sonenalgunoscasoslosuficientemente precisos como para constituir un análisis riguroso. Un tipo común de análisisaproximadoesunoquecapturasóloefectosP-∆ debido a traslaciones de los
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extremosdelmiembro(porejemplo,desplazamientodeentrepiso)perofallaencapturarefectosP-δdebidoalacurvaturadelmiembrorelativaasucuerda.SilosefectosP-δsonsignificativos, pueden aparecer errores en los métodos alternativos que no consideran de maneraprecisaelefectodemomentosP-δ en la amplificación tanto de los momentos de miembros locales como de los desplazamientos globales (∆). Estos errores pueden ocurrir tanto con programas de análisis de segundo orden como con los amplificadores B1yB2.MaleckyWhite(2003)sugierenunaecuaciónequivalentea laEcuaciónA-7-1paradistinguircasosdondelosefectosP-δpuedenserignoradosdeformasegura.Alternativamente, el ingeniero debiera verificar la precisión del análisis de segundo or-dencomparándoloconsolucionesconocidasparacondicionessimilaresaaquellasdelaestructura.EjemplosdeerroresquepuedenencontrarsesediscutenenLeMessurier(1977);yDeierleinyWhite(1998).
Se sugiere que en la mayoría de las estructuras de edificaciones, la amplificación del desplazamiento lateral de segundo orden (o el equivalente B2), calculado con la ri-gidez reducida, no debiera exceder de ∆2do orden/∆1er orden=2.5.Anivelesmayoresdeamplificación, pequeños cambios en cargas gravitacionales o rigideces pueden resultar encambiosrelativamentegrandesenlasdeformacioneslateralesyfuerzasinternasdesegundoorden,debidoano-linealidadesgeométricasimportantes.Nóteseademásquelos requisitos de rigidez para controlar desplazamientos laterales sísmicos se incluyen en muchos códigos de diseño de edificaciones que prohíben que niveles de amplificación oB2 excedan 1.5 a 1.6 aproximadamente (típicamente calculado, para estructuras de acero,sinusarunarigidezreducida)(ICC,2003).
Método de la Longitud Efectiva versus Método Directo de Análisis.Elmétododelalongitudefectivaparacalcularlaresistenciaaxialacompresióndelmiembro,comosediscute en el Capítulo C de este Comentario, ha sido usado en varias formas en la Espe-cificación AISC desde 1961. Las disposiciones del actual Capítulo C son esencialmente lasmismasqueaquellasdela1999LRFDSpecification(AISC,200b),conlaexcepciónde que: (1) se imponen límites a la magnitud de los efectos de segundo orden (cuanti-ficados por ∆2do orden/∆1er orden)oB2 limitadoa1.5;y(2)serequiereunacargalateralmínima de 0.002Yi(dondeYieslacargagravitacionaldediseñoactuandoenelniveli)colocadaencadaniveldelaestructuraparatodaslascombinacionesdecargagravita-cionales. Estos límites y requisitos se especifican para el método de longitud efectiva (el cual usa la geometría nominal y la rigidez elástica) para limitar los errores causados por no tomar en cuenta explícitamente en el análisis el desaplomo y la reducción de la rigidezdelosmiembrosdebidoalapropagacióndeplasticidad.Elmétodosebasaencalcularlalongitudesdepandeoefectivasdelacolumna,KL,lascualestienensubaseenteoría de estabilidad elástica (o inelástica). En el método de longitud efectiva, la longitud efectivadepandeoKL,oalternativamentelacargaequivalentedepandeodecolumna,Pe=π2EI/(KL)2,seusaparacalcularunaresistenciadecompresiónaxial,Pn,medianteuna curva de columna empírica que toma en cuenta las imperfecciones geométricas y fluencia distribuida (incluidos los efectos de las tensiones residuales). Esta resistencia de columna es combinada luego con la resistencia a flexión, M
n,yfuerzasdesegundo
orden,PuyMu,enlasecuacionesdeinteracciónviga-columna.
Las diferencias entre el método de longitud efectiva y el método directo de análisisradicanprincipalmenteenlaevaluacióndelaresistenciaenelplano.LaFiguraC-A-7-1(a) muestra un gráfico de la ecuación de interacción en el plano para el método de
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longitudefectiva,dondeelpuntoanclaenelejevertical,PnKL,esdeterminadousandouna longitud efectiva de pandeo. También se muestra en este gráfico la misma ecuación de interacción con el primer término basado en la carga de fluencia, Py.Paramiembrosde perfil W, esta ecuación de interacción viga-columna en el plano es una estimación razonable del estado de fuerzas internas asociadas a la plastificación completa de la sec-cióntransversal.LarespuestaPversusM de un miembro típico, obtenida de un análisis de segundo orden con propagación de plasticidad y catalogado como “respuesta real”, indicalamáximafuerzaaxial,Pu,queelmiembropuedesoportarantesdelcomienzodelainestabilidad.Tambiénsemuestralarespuestacarga-deformacióndeunanálisiselástico de segundo orden usando la geometría nominal y la rigidez elástica, como se hace en el método de la longitud efectiva. La curva de “respuesta real” tiene momentos mayoresque lacurvaelásticadesegundoordenanteriordebidoalefectocombinadode fluencia distribuida e imperfecciones geométricas, los cuales no se incluyen en el análisiselásticodesegundoorden.Enelmétododelalongitudefectiva,lainterseccióndelacurvadeanálisiselásticodesegundoordenconlacurvadeinteracciónPnKLde-termina la resistencia del miembro. El gráfico en la Figura C-A-7.1(a) muestra que el métododelongitudefectivaestácalibradoparaentregarunaresistenciaaxialresultante,Pu,consistenteconlarespuestareal.Paracolumnasesbeltas,elcálculodelalongitudefectivaKL(yPnKL) es crítico para lograr una solución precisa cuando se usa el método delalongitudefectiva.
Aunqueelmétododelalongitudefectivaestácalibradoparacalculardemaneraprecisalaresistenciaenelplanodelmiembro,unaconsecuenciadelprocedimientoesqueestesubestima los momentos internos reales bajo las cargas factoradas (ver Figura C-A-7.1(a)).Estonoesconsecuenteparalaevaluacióndelaresistenciaviga-columnaenelplano(yaquePnKLreducelaresistenciaefectivaenlaproporcióncorrecta);sinembargo,elmomentoreducidopuedeafectareldiseñodelasvigasyconexiones,lasqueaportanunarestricciónrotacionalalacolumna.Estoesdegranimportanciacuandolosmomen-toscalculadossonpequeñosylascargasaxialesaltas,deformatalquelosmomentosP-∆ inducidos por el desaplomo de la columna pueden ser significativos.
Unaventajaimportantedelmétododirectodeanálisisesquecapturademaneramásprecisalasfuerzasinternasenlaestructura,particularmenteparaloscasosdondehaycargasgravitacionalesaltasycargaslateralesbajas.Estaventajasedebealaaplicaciónde cargas laterales ficticias a la estructura y a la reducción de la rigidez del marco como datosaliniciodelanálisis.
7.2. CARGAS FICTICIAS
Las cargas ficticias son cargas laterales que se aplican en cada nivel del marco y son especificadas en términos de las cargas gravitacionales aplicadas a ese nivel. Las cargas gravitacionalesocupadasparadeterminarlacargateóricadebenserigualesomayoresalascargasgravitacionalesasociadasalacombinacióndecargaevaluada.Lascargasficticias deben ser aplicadas en la dirección que aumente los efectos desestabilizadores bajo la combinación de carga especificada.
El propósito de las cargas ficticias es contabilizar los efectos desestabilizadores de im-perfeccionesgeométricas,condicionesnoideales(talescomolosefectosdelascargasgravitacionalesincidentalesrepetitivas,gradientesdetemperaturaatravésdelaestruc-
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tura,asentamientodelafundación,acortamientodesigualdecolumnasocualquierotroefecto que pudiera inducir desplazamientos transversales que no están explícitamente consideradosenelanálisis),lainelasticidadenlosmiembrosestructurales,ounacombi-nacióndeestos.Aunquetomaencuentacualquieraotodosestosefectospotenciales,lamagnituddelacargateórica0.002Y
ipuedepensarsecomorepresentandoundesaplomo
inicialdecadapisode1/500veceslaalturadelpiso.Sielingenieroestructuralpuedejustificar un valor menor, se permite ajustar proporcionalmente la magnitud de la carga ficticia. Nótese que también es admisible modelar la estructura en un estado de desaplo-mosupuestoenvezdeaplicarlacargateórica.
Fig. C-A-7.1. Comparación de la verificación de la interacción viga-columna en el plano para (a) Método del Largo Efectivo y (b) Método de Análisis directo.
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7.3. LIMITACIONES DE DISEÑO-ANÁLISIS
Elmétododirectodeanálisiscomienzaconelrequisitobásicodecalculardemaneraprecisalosefectosdelasfuerzasinternasusandounanálisisdesegundoordenriguroso.EstaestipulaciónseimponealmétodoparapoderpermitirseellujodeusarK=1.0enelprimertérminodelaecuacióndeinteracciónviga-columna.Paraobtenerprecisiónenelcálculodelosefectosdesegundoorden,debenimponerseciertasrestriccionesalmétodo,comosediscutemásabajo.
Laprimerarestricción(cláusula1)requierequeselleveacabounanálisisdesegundoordenrigurosoqueconsiderelosefectosP-∆ y P-δ.LosefectosP-∆ son los efectos de cargasactuandoenlaposicióndesplazadadeunionesonodosenunaestructura.LosefectosP-δsonlosefectosdecargasactuandoenlaposicióndeformadadeunmiembroentreunionesonodos.Dosproblemasdereferenciasehanestablecidoparadeterminarcuandounanálisiscumpleonolosrequisitosdeunanálisisdesegundoordenrigurosoadecuadoparausarseenelmétododirectodeanálisis.Lasdescripcionesde lospro-blemasy sus soluciones rigurosasa laecuacióndiferencial semuestranen laFiguraC-A-7.2.Elcaso1esunavigacolumnasimplementeapoyadasolicitadaporunacargatransversaluniformeentresusapoyos.EsteproblemacontienesólounefectoP-δyaquenohaydesplazamientodeunextremodelmiembrorelativoalotro.Elsegundocasoesunacolumnamástilconunacargalateralensupartesuperior.EsteproblemacontienetantoelefectoP-∆ como el P-δ. La figura C-A-7.3 grafica los resultados del momento y deformaciónmáximoscomofuncióndelacargaaplicadaP/PeLusandolasoluciónrigu-rosa.Nóteseademásquesilamagnituddelacargaaxialenelmiembroesmenoroiguala0.15PeL(dondePeL=π2EI/L2),entoncessepermiteignorarelefectoP-δeneldespla-zamiento lateral ∆ de la estructura, ya que el error en hacerlo es relativamente pequeño (MaleckyWhite,2003).Sinembargo,sedebeconsiderarelefectoP-δenelmomentointernoenelmiembro(verFigurasC-A-7.2yC-A-7.3).Cuandoseusanlosproblemasdereferenciaparacalcular laexactituddeunmétododeanálisisdesegundoordenoprogramadecomputador,elmodelodecomputadordebierautilizarunionessóloenlosextremosdelmiembro(amenosqueseplaneeusarunionesalolargodelalongituddelmiembroenlaestructurarealasermodelada).Tantomomentoscomodeformacionesdeben ser verificadas en la ubicación mostrada para varios niveles de carga axial en el miembro (incluyendo cargas que resulten en amplificación de momento y deformación, Mmax/M0yymax/y0,mayora2.5).Losresultadosdebencoincidirconunmargendeun3%.OtrosproblemasdereferenciaposiblespuedenencontrarseenChenyLui(1987),quecontienelasoluciónrigurosaparaunaviga-columnasimplementeapoyadasolici-tadaacompresiónymomentosaplicadosenlosextremos,ytambiénlasoluciónparaunaviga-columnadoblementeempotradasujetaacompresiónycargauniformementedistribuida. Típicamente, el cálculo de los valores precisos de los momentos internos M
r
es más difícil en problemas donde la carga en el miembro y/o las condiciones de borde dedesplazamientonosonsimétricas.
La segunda restricción (cláusula 2) requiere la aplicación de una carga ficticia Ni =0.002Yi,dondeYieslacargagravitacionaldelacombinacióndecargaapropiadaactuan-doenelniveli. Las cargas ficticias se requieren para tomar en cuenta los efectos deses-tabilizadoresdelasimperfeccionesinicialesyotrascondicionesquepuedanintroducirdesplazamientos transversales no modelados explícitamente en la estructura. Nótese que el coeficiente de carga teórica 0.002 se basa en una razón de desaplomo inicial por todos
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16-506 COMENTARIOS
los efectos de 1/500. Donde se justifique otro valor, el coeficiente puede ser ajustado proporcionalmente.Cuandolosefectosdesegundoordensemantienenaunniveltalquela amplificación por deriva ∆2do orden/∆1er ordenoB2 ≤ 1.5 (1.71 usando la rigidez elástica reducida), entonces se permite aplicar las cargas ficticias sólo en las combinaciones de cargagravitacionalesynoencombinaciónconotrascargaslaterales.Enesterangobajode amplificación de deriva lateral o B2,loserroresresultantesenlasfuerzasinternassonrelativamente pequeños. Si las cargas ficticias son aplicadas en combinación con otras cargas laterales, no existe necesidad de verificar el límite para B2.Entodosloscasossepermite usar la geometría desaplomada supuesta en el análisis de la estructura en vez de aplicar las cargas ficticias como una manera aceptable de considerar los efectos de las imperfeccionesgeométricas.
Fig. C-A-7.2. Problemas comparativos.
Latercerarestricción(cláusulas3y4)requierequeelanálisisestébasadoenunarigidezreducida(EI* = 0.8τbEIyEA* = 0.8EA)enlaestructura.Existendosrazonesparaim-ponerlarigidezreducidaparaelanálisis.Primero,paramarcosconelementosesbeltos,donde el límite esté gobernado por estabilidad elástica, el factor de 0.8 para la rigidez resulta en una resistencia disponible del sistema de 0.8 veces el límite de estabilidad elástica.
M xL wL u
uMAX @sec
=
=−( )
2 8
2 12
2u
PL
EI=
2
4
y xL wL
EI
u u
uMAX @sec
=
=− −( )
2
5
384
12 2 2
5
4 2
4y
wL
EIo = 5
384
4
MwL
o =2
8
a = PL
EI
2
M HLo =
yHL
EIo =3
3
donde ,
donde
donde ,
donde
Caso 1
Caso 2
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Esto es aproximadamente equivalente al margen de seguridad que implica el diseñodecolumnasesbeltasporelprocedimientodelongitudefectivadondelaresistenciadediseñoφP
n=0.9(0.877)Pe=0.79PedondePe es la carga crítica elástica, 0.9 es el factor
de resistencia especificado y 0.877 es un factor de reducción en la ecuación de curva de columna(EcuaciónE3-3).Segundo,paramarcosconcolumnasintermediasocortas,elfactor0.8τbreducelarigidezparatomarencuentaelablandamientoinelásticoprevioaquelosmiembrosalcancensuresistenciadediseño.Elfactorτbessimilaralfactorinelástico de reducción de la rigidez implícito en la curva de columna para considerar lapérdidaderigidezbajocargasaltasdecompresión(Pu>0.5Py),yelfactor0.8con-sidera el ablandamiento adicional bajo compresión axial y flexión. Es una coincidencia fortuita que los coeficientes de reducción para columnas esbeltas y compactas estén los suficientemente cerca, de forma que el factor de reducción único 0.8τ
bfuncionesobre
todo el rango de esbeltez. Los requisitos de rigidez reducida y carga ficticia sólo se re-
Fig. C-A-7.3. Valores máximos de momento y deformación como función de la carga axial para problemas comparativos.
Fact
or
de A
mpl
ifica
ció
n M
max
/M
0, Y
max
/ Y0
Fuerza Axial Normalizada respecto de la Carga Critíca de EulerCaso 1
Amplificación de la DeformaciónAmplificación del Momento
Fact
or
de A
mpl
ifica
ció
n M
max
/M
0, Y
max
/ Y0
Amplificación de la DeformaciónAmplificación del Momento
Caso 1
Fuerza Axial Normalizada respecto de la Carga Crítica de Euler, P/PeL
Caso 2
Fuerza Axial Normalizada respecto de la Carga Crítica de Euler, P/PeL
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fieren al análisis para los estados límite de resistencia. Estos no se aplican al análisis de lascondicionesdeserviciodedeformacionesexcesivas,vibración,etc.Parafacilidadenlaaplicaciónenlaprácticadediseño,dondeτb=1,lareducciónenEIyEApuedeaplicarse modificando Eenelanálisis.Sinembargo,paraprogramasdecomputadorquehacendiseñosemi-automático,unodebieraasegurarsedequeEreducidoseapliquesóloenelanálisisdesegundoorden.Elmóduloelásticonodebeserreducidoenecuacio-nesderesistencianominalqueincluyenE(porejemplo,M
n,paravigasnoarriostradas
lateralmente). Como se muestra en la Figura C-A-7.1(b), el efecto neto de modificar el análisis como recién se acaba de describir es amplificar las fuerzas de segundo orden de formaqueestánmáscercanasalasfuerzasinternasrealesenlaestructura.Esporestarazón que la interacción viga-columna para pandeo en flexión en el plano se verifica usandounaresistenciaaxialP
nLcalculadadelacurvadecolumnausandolalongitudno
arriostradarealL,enotraspalabras,conK=1.0.
En aquellos casos donde la flexibilidad de otros componentes estructurales (por ejemplo, las conexiones, los detalles flexibles en la base de columna, o enrejados horizontales actuando como diafragmas) se modela explícitamente en el análisis, la rigidez de los otrosmiembrosestructuralesdebereducirsetambién.Conservadoramente,lareducciónderigidezpuedetomarsecomoEA* = 0.8EAy/oEI* = 0.8EIparatodosloscasos.Su-rovek-Maleck,WhiteyLeón(2004)discutenlareducciónapropiadaderigidecesdelasconexionesenelanálisisdemarcosparcialmenterestringidos(PR).
Análisis de Primer Orden Simplificado Basado en el Método Directo (K =1.0). ElmétododirectodeanálisisconstituyelabasetécnicadelasdisposicionesdelaSecciónC2.2bparadiseñarmedianteanálisiselásticodeprimerordenconK=1.0(Kuchenbec-ker,WhiteySurovek-Maleck,2004).Elmétodosebasaenundesaplomosupuestodela estructura ∆0/L = 0.002, una razón de desplazamiento lateral máxima objetiva ∆/L,yrigidecesreducidasenlosmiembrosdelmarco(0.8τbEIy0.8EA).Elanálisisdeprimerordensellevaacabousandolarigideznominal(noreducida),ylaanteriorreducciónde rigidez es contabilizada sólo dentro del cálculo de los factores de amplificación. El métodoesaplicablealosmarcosarriostrados,demomentoycombinados.Estemétodotieneunnúmerodeventajasbiendiferenciadascomparadoalenfoqueelásticodeprimerorden amplificado especificado en el Capítulo C:
(1) Lasfuerzasymomentosinternosdesegundoordensondeterminadosdirectamente comopartedelanálisisdeprimerorden.(2) No hay necesidad de subdividir artificialmente el análisis en dos etapas NT (estruc- turaimpedidadedesplazarselateralmente)yLT(lateralmentedesplazable).
Kuchebeckerysuscolaboradores(2004)presentanunaformageneraldelmétodosuge-rido.Siseempleaelenfoqueanterior,puedemostrarsequeparaB2 ≤ 1.5 y τb=1.0lacargalateraladicionalquerequiereseraplicadaconotrascargaslateralesenunanálisisdeprimerordendelaestructura,usandolarigideznominal(noreducida),puededeter-minarse como: (C-A-7-3-1)
dondeB2yY
i son los definidos en el Capítulo C, y ∆/Leslarazónmáximadedesplaza-
mientolateraldeprimerordenobjetivodebidoyaseaalascombinacionesdecargaspara
NB
B LY
B
BY
i i i=
−
≥
−
2
2
2
21 0 2 1 0 2
0 002. .
.∆
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el estado de límite de resistencia LRFD o a 1.6 veces las combinaciones de cargas para el estado límite de resistencia ASD. Nótese que si B2(basadoenlarigidezreducida)sefija en el límite de 1.5 recomendado en el Capítulo C, entonces; (C-A-7-3-2)
Esta es la carga lateral adicional requerida en la Sección C2.2b(2) del Capítulo C.
N L Y Yi i i= ( ) ≥2 1 0 0042. / .∆