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ESPECIFICACIÓN
PARA EL DISEÑO DE
MIEMBROS
ESTRUCTURALES DE
ACERO CONFORMADO
EN FRÍO
EDICIÓN 1996
Manual para el Diseño de Acero Conformado en Frío Parte V
2
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
El material contenido en la presente ha sido desarrollado por el Comité del American Iron and Steel
Institute sobre Especificaciones para el Diseño de Miembros Estructurales de Acero Conformado en
Frío. El Comité se ha esforzado para presentar información precisa, confiable y útil relacionada con el
diseño de acero conformado en frío. El comité reconoce y agradece las contribuciones de los
incontables investigadores, ingenieros y otros profesionales que contribuyeron al cuerpo de
conocimientos sobre la materia. En el Comentario sobre la Especificación se incluyen referencias
específicas.
Con los adelantos que se esperan en la comprensión del comportamiento del acero conformado en
frío y el continuo desarrollo de nuevas tecnologías, es posible que este material eventualmente quede
desactualizado. Se anticipa que AISI publicará actualizaciones de este material tan pronto como haya
nueva información disponible, pero esto no lo podemos garantizar.
Los materiales presentados en la presente son exclusivamente a título informativo. No deben
reemplazar los consejos de un profesional competente. La aplicación de esta información a un proyecto
específicos debe ser revisada por un ingeniero matriculado. De hecho, en la mayoría de las
jurisdicciones esta revisión es exigida por ley. Cualquier persona que haga uso de la información
contenida en la presente lo hace bajo su propio riesgo y asume cualquier responsabilidad o
responsabilidades que surjan de dicho uso.
1ra Impresión - Junio de 1997
Copyright American Iron and Steel Institute 1997
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
3
PREFACIO
Esta Edición de la Especificación AISI para el Diseño de Miembros Estructurales de Acero
Conformado en Frío presenta un tratamiento integrado de dos métodos de diseño, el Diseño por
Tensiones Admisibles (ASD) y el Diseño por Factores de Carga y Resistencia )LRFD). Como se
discute en la Sección titulada Alcance, ambos métodos son igualmente aceptables. De este modo esta
edición de la Especificación combina y reemplaza las versiones anteriores que trataban a los dos
métodos de diseño de forma independiente. Desde la primera Especificación adoptada en 1946, ésta ha
evolucionado a través de numerosas ediciones. Por lo tanto, la Especificación de 1996 representa
cincuenta años de progreso en la aplicación estructural formal del acero conformado en frío.
La Especificación presenta procedimientos bien definidos para el cálculo de miembros portantes de
acero conformado en frío utilizados para la construcción de edificios, así como para otras aplicaciones
siempre que se tomen en cuenta adecuadamente los efectos dinámicos. Los requisitos reflejan los
resultados de las continuas investigaciones para desarrollar información nueva y mejorada sobre el
comportamiento estructural de los miembros de acero conformado en frío. La amplia aceptación de la
Especificación es evidencia del éxito de estos esfuerzos.
El Comité AISI sobre Especificaciones para el Diseño de Miembros Estructurales de Acero
Conformado en Frío ha desarrollado y revisado los requisitos. Este Comité es un grupo de consenso
con un equilibrio entre sus miembros, los cuales incluyen representantes de los productores,
fabricantes, usuarios, docentes, investigadores y códigos de construcción. Está compuesto por
ingenieros con una amplia gama de experiencias y con un alto nivel de reconocimiento profesional,
tanto de todos los rincones de los Estados Unidos de América como de otros países. AISI agradece la
dedicación de los miembros del Comité y sus Subcomités. A continuación de este Prefacio se listan los
miembros actuales.
Los cambios introducidos en esta edición de la Especificación incluyen:
• Ancho efectivo (B4.2):
Nueva ecuación para determinar k
• Miembros flexados, resistencia al pandeo lateral (C3.1.2):
− Las ecuaciones para calcular el momento crítico que anteriormente sólo se aplicaban
para perfiles doble T y Z flexados respecto al eje x ahora se aplican a secciones con
simetría simple, doble y puntual
− Nueva ecuación para Cb
• Vigas con un ala sujetada a un sistema de cubierta con juntas de plegado saliente (C3.1.4):
Nuevo método para determinar la capacidad flexional de un sistema de cubierta con
juntas de plegado saliente
• Miembros flexionados, resistencia a la abolladura del alma (C3.4):
Aumento del 30 por ciento en la capacidad para reacción en los extremos de un perfil Z
abulonado al apoyo de extremo y que satisface otros criterios
• Miembros flexionados, combinación de flexión y abolladura del alma (C3.5):
Agregado de requisitos específicos para perfiles Z anidados sobre un apoyo
• Miembros comprimidos cargados de forma concéntrica (C4):
− Nuevas ecuaciones para las columnas, que también se aplican para los miembros
cilíndricos (C6.2)
− Eliminación de la ecuación adicional para perfiles C y Z y secciones de un solo ángulo
con alas no rigidizadas
4
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
•
•
•
•
•
•
Combinación de carga axial y flexión (C5):
Nuevos requisitos para la combinación de tracción axial y flexión
Arriostramiento lateral, vigas de perfiles C y Z, ninguna de las alas conectadas al revestimiento
(D3.2.2):
Eliminación del requisito para arriostramiento en los puntos correspondientes a los
cuartos y al centro de la longitud cargada
Montantes y conjuntos de montantes que integran un tabique (D4):
− Nuevos requisitos para calcular el área efectiva de los montantes con perforaciones no
circulares en el alma
− Tabla revisada para determinar la rigidez al corte del revestimiento
Construcción de diafragmas (D5)
Nueva tabla de factores de seguridad (ASD) y factores de resistencia (LRFD) para
diafragmas
Puntos de soldadura por arco traccionadas (E2.2):
Nuevos requisitos para los puntos de soldadura por arco
Uniones atornilladas (E4):
Nueva sección sobre uniones atornilladas, incluyendo corte y tracción
Se agradece el esfuerzo del personal de Computerized Structural Design, S.C., Milwaukee,
Winsconsin, quienes coordinaron y procesaron los cambios introducidos en los requisitos.
El desarrollo y la publicación de la Especificación es auspiciado por el Comité AISI sobre el Mercado
de la Construcción.
Desde ya agradecemos a los usuarios que nos envíen sus sugerencias y comentarios a fin de poder
mejorar.
American Iron and Steel Institute
Junio, 1997
5
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Comité AISI sobre Especificaciones para el Diseño
de Miembros Estructurales de Acero Conformado en Frío
y sus Subcomités
R.L. Brockenbrough, Presidente
S J. Bianculli
J K. Crews
S.J. Errera
T.V. Galambos
A.J. Harrold
T.J. Jones
J.A. Moses
T.B. Pekoz
P.A. Seaburg
J.W. Larson, Vicepresidente
R. Bjorhovde
D.A. Cuoco
E.R. Estes, Jr.
M. Golovin
R.B. Haws
R.A. LaBoube
T.M. Murray
C.W. Pinkham
W.L. Shoemaker
Subcomité 3 - Uniones
M. Golovin, Presidente
E,R. diGirolamo
M.A. Huizinga
L.D. Luttrell
V.E. Sagan
W.W. Yu
A.J. Harrold, Co–Presidente
D.S. Ellifritt
D,L. Jonson
J.N. Nunnery
W.L, Shoemaker
D.F. Boring, Secretario
R.E. Brown
E.R. diGirolamo
J.M. Fisher
W.B. Hall
N. Iwankiw
R.R. McCluer
G.G. Nichols
G.S. Ralph
M.A. Thimons
R.E, Albrecht
E,R. Estes, Jr.
W.E. Kile
T,B. Pekoz
T. Sputo
R.E. Albrecht
C.R. Clauer
D.S. Ellifritt
S.R. Fox
G.J. Hancock
D.L. Johnson
W.R. Midgley
J.N. Nunnery
R.M. Schuster
W.W. Yu
R. Bjorhovde
W.B. Hall
R.A. LaBoube
C.W. Pinkham
S. Walker
Subcomité 4 - Estudio de Montantes; Elementos Perforados
E,R. Estes, Presidente
C.R. Clauer
E.R. diGirolamo
M.C. Kerner
J.M. Klaiman
L. Hernandez
R.L. Madsen
J.P. Matsen
W.R. Midgley
T.B. Pekoz
C.W. Pinkham
G,S. Ralph
R.M. Schuster
T.W. Trestain
R.J. Schrader
R. Zadeh
W.T. Guiher
R.A. LaBoube
T.H. Miller
V.E. Sagan
S. Walker
Subcomité 6 - Procedimientos de Ensayo
S.R. Fox, Presidente
R.E. Brown
E.R. Estes, Jr,
M. Golovin
D.L.Jonson
W.E. Kile
W.R. Midgley
T.M. Murray
R.M. Schuster
T.S. Tarpy
D.S. Ellifritt
W.B. Hall
R.A. LaBoube
T.B. Pekoz
W.W. Yu
S.J. Errera
M.A. Huizinga
L.D. Luttrell
C.W. Pinkham
D.A. Cuoco
J.M. Fisher
M. Goiovin
M.R. Loseke
J.N. Nunnery
T.W. Trestain
G.J. Hancock
W.R. Midgley
T.B. Pekoz
Subcomité 7 - Editorial
C.W. Pinkham, Presidente
T.B. Pekoz
C.R. Clauer
P.A. Seaburg
Subcomité 10 - Comportamiento de los Elementos
D.L. Johnson, Presidente
R.E. Albrecht
A.J. Harrold
R.E. Kile
T.H. Miller
T.M. Murray
C.W. Pinkham
W.L. Shoemaker
6
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Subcomité 21 - Planeamiento Estratégico e Investigación
J.W. Larson, Presidente
S.J. Bianculli
R.L. Brockenbrough
E.R. Estes, Jr.
J.M. Fisher
S.R. Fox
D.L. Johnson
A. LaBoube
J. Mattingly
R.M. Schuster
P.. Seaburg
W.L. Shoemaker
Subcomité 22 - Miembros Comprimidos
J.K. Crews, Presidente
R. Bjorhovde
M. Golovin
G.J. Hancock
D.L. Johnson
M.C. Kerner
J.N. Nunnery
T.B. Pekoz
T. Sputo
W. Trestain
J.K. Crews
M. Golovin
J.N. Nunnery
M.A. Thimons
D.S. Ellifritt
A.J. Harrold
M.R. Loseke
R.M. Schuster
W.W. Yu
S.J. Errera
N. Iwankiw
T.H. Miller
D.R. Sherman
Subcomité 24 - Miembros Flexados
J.N. Nunnery, Presidente
R.E. Albrecht
D.S. Ellifritt
S.J. Errera
M. Golovin
G.J. Hancock
W.E. Kile
R.. LaBoube
T.H. Miller
T.M. Murray
P.A. Seaburg
W.L. Shoemaker
W.W. Yu
R.E. Brown
J.M, Fisher
A.J. Harrold
M.R. Loseke
T.B. Pekoz
T. Sputo
C.R. Clauer
T.V. Galambos
D.L. Johnson
R.L. Madsen
R.M. Schuster
T.W. Trestain
Subcomité 26 - Manual de Diseño
P.A. Seaburg, Presidente
R.E. Brown
D.A. Cuoco
E.R. diGirolamo
R.S. Glauz
M. Golovin
M.W. Johanningsmeier
D.L. Johnson
M.R. Loseke
W.R. Midgley
R.M. Schuster
W.W. Yu
C.R. Clauer
E.R. Estes, Jr.
R.B. Haws
R.A. LaBoube
T.M. Murray
J.K. Crews
J.M. Fisher
R.E. Hodges, Jr.
J.W. Larson
J.N. Nunnery
Subcomité 30 - Educación
R.A. LaBoube, Presidente
E.R. diGirolamo
L. Hernandez
J.W. Larson
R.M. Schuster
C.R. Clauer
S.R. Fox
M.C. Kerner
C.W. Pinkham
J.K. Crews
G.J. Hancock
J.M. Klaiman
G.S. Ralph
Subcomité 31 - Requisitos Generales
J.M. Fisher, Presidente
R. Bjorhovde
E.R. Estes, Jr.
W.B. Hall
J.W. Larson
R.L. Madsen
C.W. Pinkham
G.S. Ralph
R. Zadeh
J.K. Crews
D.L. Johnson
W.R. Midgley
R.M. Schuster
D.A. Cuoco
M.C. Kerner
J.A. Moses
W.W. Yu
Subcomité 90 - Comité Ejecutivo
R.L. Brockenbrough, Presidente S.J. Errera
J.W. Larson
J.M. Fisher
D.L. Johnson
R. Bjorhovde
S.J. Errera
A.L. Johnson
J. Mattingly
W.W. Yu
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
PERSONAL
R.E. Albrecht
S.J. Bianculli
R. Bjorhovde
D.F. Boring
R.L. Brockenbrough
R.E. Brown
C.R. Clauer
J.K. Crews
D.A. Cuoco
E.R. diGirolamo
D.S. Ellifritt
S.J. Errera
E.R. Estes. Jr.
J.M. Fisher
S.R. Fox
T.V. Galambos
R.S. Glauz
M. Golovin
W.T. Guiher
W.B. Hall
G.J. Hancock
A.J. Harrold
R.B. Haws
L. Hernandez
R.E. Hodges. Jr.
M.A. Huizinga
N. Iwankiw
M.W. Johanningsmeier
A.L. lohnson
D.L. Johnson
T.J. Jones
M.C. Kerner
W.E. Kile
J.M. Klaiman
R.A. LaBoube
J.W. Larson
M.R. Loseke
L.D. Luttrell
R.L. Madsen
J.P. Matsen
J. Mattingly
R.R. McCluer
W.R. Midgley
T.H. Miller
J.A. Moses
T.M. Murray
G.G. Nichols
J.N. Nunnery
Robertson UDI
US Steel Group. USX Corporation
University of Pittsburgh
American Iron and Steel Institute
R.L. Brockenbrough and Associates. Inc.
Wheeling Corrugating Company
Clauer Associates
Unarco Material Handling
LZA Technology
The Steel Network
University of Florida
Consultant
National Association of Arch. Metal Mfrs.
Computerized Structural Design. Inc.
Canadian Sheet Steel Building Institute
University of Minnesota
The Marley Cooling Tower Company
Ceco Building Systems
William Guiher. P.E.
University of Illinois
The University of Sydney
Butler Manufacturing Company
American Building Company
Western Metal Lath
Varco-Pruden Buildings
FABRAL
American Institute of Steel Construction
Vulcraft
Niobrara Engineering & Research Company
Consultant
Thomas J. Jones. PE
Marino Ware Industries
Structuneering Inc.
Dale Industries. Inc.
University of Missouri-Rolla
Bethlehem Steel Corporation
Loseke Technologies. Inc.
West Virginia University
Devco Engineering Inc.
Matsen Ford Design Associates. Inc.
Nicholas J. Bouras
Building Officials & Code Administrators. International
Midgley. Clauer and Associates
Oregon State University
Unistrut Corporation
Virginia Polytechnic Institute
SBCCI – Public Safety Testing and Evaluation Services. Inc.
Varco-Pruden Buildings
7
8
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
T. B. Pekoz
C.W. Pinkham
G.S. Ralph
V.E. Sagan
R.J. Schrader
R M. Schuster
P.A. Seaburg
D.R. Sherman
W.L. Shoemaker
T. Sputo
T.S. Tarpy
M.A. Thimons
T.W. Trestain
S. Walker
W.W. Yu
R. Zadeh
Cornell University
S. B. Barnes Associates
Dietrich Industries. Inc.
Simpson Gumpertz & Heger
Metal Design Services
University of Waterloo
University of Nebraska
University of Wisconsin – Milwaukee
Metal Building Manufacturers’ Association
Sputo Engineering
S.D. Lindsay and Associates
National Steel Corporation
T.W.J. Trestain Structural Engineering
Steve Walker. P.E.
University of Missouri-Rolla
Unimast Incorporated
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
TABLA DE CONTENIDOS
ESPECIFICACIÓN PARA EL DISEÑO DE MIEMBROS
ESTRUCTURALES DE ACERO CONFORMADO EN FRÍO
EDICIÓN 1996
PREFACIO..................................................................................................................................... 3
SÍMBOLOS Y DEFINICIONES .................................................................................................. 13
A. REQUISITOS GENERALES.................................................................................................. 26
A1 Límites de aplicación y terminología .................................................................................. 26
A1.1 Alcance y límites de aplicación.................................................................................. 26
A1.2 Terminología .............................................................................................................. 26
A1.3 Unidades de los símbolos y términos ......................................................................... 28
A2 Geometrías y formas constructivas no abarcadas por la Especificación ............................. 28
A3 Material ................................................................................................................................ 28
A3.1 Aceros aplicables ........................................................................................................ 28
A3.2 Otros aceros................................................................................................................. 29
A3.3 Ductilidad.................................................................................................................... 29
A3.4 Espesor mínimo entregado .......................................................................................... 30
A4 Cargas................................................................................................................................... 30
A4.1 Cargas nominales ........................................................................................................ 30
A4.2 Estancamiento ............................................................................................................. 31
A5 Diseño por tensiones admisibles.......................................................................................... 31
A5.1 Fundamentos del diseño.............................................................................................. 31
A5.1.1 Requisitos de resistencia para ASD................................................................ 31
A5.1.2 Combinaciones de cargas................................................................................ 32
A5.1.3 Cargas de viento o cargas sísmicas................................................................. 32
A5.1.4 Otras cargas..................................................................................................... 32
A6 Diseño por factores de carga y resistencia........................................................................... 32
A6.1 Fundamentos del diseño.............................................................................................. 32
A6.1.1 Requisitos de resistencia para LRFD.............................................................. 32
A6.1.2 Factores de carga y combinaciones de cargas................................................. 33
A6.1.3 Otras cargas..................................................................................................... 33
A7 Límite de fluencia e incremento de la resistencia debido a la conformación en frío .......... 34
A7.1 Límite de fluencia ....................................................................................................... 34
A7.2 Incremento de la resistencia debido a la conformación en frío .................................. 34
A8 Serviciabilidad ..................................................................................................................... 35
A9 Documentos de referencia.................................................................................................... 35
B. ELEMENTOS ............................................................................................................. 38
B1 Limitaciones y consideraciones sobre las dimensiones ....................................................... 38
B1.1 Consideraciones sobre la relación entre el ancho plano de las alas y su espesor....... 38
B1.2 Máxima relación entre la profundidad del alma y su espesor .................................... 39
B2 Anchos efectivos de los elementos rigidizados.................................................................... 40
B2.1 Elementos rigidizados uniformemente comprimidos ................................................. 40
B2.2 Elementos rigidizados uniformemente comprimidos con perforaciones circulares ... 42
B2.3 Almas y elementos rigidizados con gradiente de tensiones........................................ 42
B3 Anchos efectivos de los elementos no rigidizados............................................................... 44
9
10
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
B3.1 Elementos no rigidizados uniformente comprimidos .................................................
B3.2 Elementos no rigidizados y rigidizadores de borde con gradiente de tensiones.........
B4 Anchos efectivos de los elementos con un rigidizador intermedio
o un rigidizador de borde .....................................................................................................
B4.1 Elementos uniformemente comprimidos con rigidizador intermedio.........................
B4.2 Elementos uniformemente comprimidos con un rigidizador de borde .......................
B5 Anchos efectivos de elementos rigidizados en sus bordes con rigidizadores
intermedios o elementos rigidizados con más de un rigidizador intermedio .......................
B6 Rigidizadores........................................................................................................................
B6.1 Rigidizadores transversales................................................................................
B6.2 Rigidizadores de corte........................................................................................
B6.3 Rigidizadores que no satisfacen los requisitos...................................................
C. MIEMBROS ...............................................................................................................
C1 Propiedades de las secciones................................................................................................
C2 Miembros traccionados ........................................................................................................
C3 Miembros flexionados..........................................................................................................
C3.1 Resistencia para la flexión exclusivamente.................................................................
C3.1.1 Resistencia nominal de la sección...................................................................
C3.1.2 Resistencia al pandeo lateral ...........................................................................
C3.1.3 Vigas con un ala unida al tablero o revestimiento mediante
sujetadores pasantes .....................................................................................
C3.1.4 Vigas con un ala sujetada a un sistema de cubierta con
juntas de plegado saliente ...............................................................................
C3.2 Resistencia para corte exclusivamente .......................................................................
C3.3 Resistencia para flexión y corte..................................................................................
C3.3.1 Método ASD ...................................................................................................
C3.3.2 Método LRFD .................................................................................................
C3.4 Resistencia a la abolladura del alma...........................................................................
C3.5 Resistencia a la combinación de flexión y abolladura del alma .................................
C3.5.1 Método ASD ...................................................................................................
C3.5.2 Método LRFD .................................................................................................
C4 Miembros comprimidos con carga concéntrica ...................................................................
C4.1 Secciones no sometidas a pandeo torsional ni a pandeo flexional .............................
C4.2 Secciones con simetría doble o simetría simple sometidas
a pandeo torsional o a pandeo flexional torsional ......................................................
C4.3 Secciones no simétricas ..............................................................................................
C4.4 Miembros comprimidos que tienen un ala unida al tablero
o revestimiento mediante sujetadores pasantes ..........................................................
C5 Combinación de carga axial y flexión..................................................................................
C5.1 Combinación de tracción axial y flexión ....................................................................
C5.1.1 Método ASD....................................................................................................
C5.1.2 Método LRFD .................................................................................................
C5.2 Combinación de compresión axial y flexión ..............................................................
C5.2.1 Método ASD....................................................................................................
C5.2.2 Método LRFD .................................................................................................
C6 Miembros cilíndricos tubulares............................................................................................
C6.1 Flexión ........................................................................................................................
C6.2 Compresión .................................................................................................................
C6.3 Combinación de flexión y compresión .......................................................................
D. CONJUNTOS ESTRUCTURALES.............................................................................
D1 Secciones armadas ...............................................................................................................
44
44
44
45
46
46
48
48
49
50
51
51
51
51
51
51
53
55
56
57
58
58
58
59
62
62
63
65
65
66
66
66
68
68
68
69
69
69
71
72
72
73
73
74
74
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
D1.1 Secciones compuestas por dos perfiles C ................................................................... 74
D1.2 Separación de las conexiones en elementos comprimidos ......................................... 75
D2 Sistemas mixtos.................................................................................................................... 75
D3 Arriostramiento lateral ......................................................................................................... 76
D3.1 Vigas y columnas simétricas....................................................................................... 76
D3.2 Perfiles C y Z utilizados como vigas .......................................................................... 76
D3.2.1 Anclaje del arriostramiento para cubiertas sometidas a cargas
gravitatorias que poseen el ala superior conectada al revestimiento ............ 76
D3.2.2 Ninguna de las alas conectadas al revestimiento ............................................ 78
D3.3 Vigas tipo cajón sin arrostramiento lateral ................................................................. 79
D4 Montantes y conjuntos de montantes que integran un tabique ............................................ 79
D4.1 Montantes de tabiques comprimidos .......................................................................... 80
D4.2 Montantes de tabiques flexados.................................................................................. 83
D4.3 Montantes de tabiques sometidos a carga axial y flexión........................................... 83
D5 Construcción de diafragmas de acero para losas, cubiertas o tabiques ............................... 83
E. UNIONES Y CONEXIONES ....................................................................................... 85
E1 Requisitos generales............................................................................................................. 85
E2 Uniones soldadas.................................................................................................................. 85
E2.1 Soldaduras de ranura en uniones a tope...................................................................... 85
E2.2 Puntos de soldadura por arco...................................................................................... 86
E2.2.1 Corte ................................................................................................................ 87
E2.2.2 Tracción........................................................................................................... 90
E2.3 Cordones de soldadura por arco ................................................................................. 90
E2.4 Soldaduras de filete .................................................................................................... 92
E2.5 Soldaduras de ranura biselada .................................................................................... 93
E2.6 Soldaduras de resistencia............................................................................................ 95
E3 Uniones abulonadas ............................................................................................................. 96
E3.1 Corte, separación y distancia a los bordes.................................................................. 97
E3.2 Tracción en cada una de las partes conectadas........................................................... 98
E3.3 Apoyos ........................................................................................................................ 99
E3.4 Corte y tracción en los bulones................................................................................... 100
E4 Uniones atornilladas............................................................................................................. 103
E4.1 Separación mínima ..................................................................................................... 104
E4.2 Distancias mínimas a los bordes y a los extremos...................................................... 104
E4.3 Corte ........................................................................................................................... 104
E4.3.1 Conexiones sometidas a corte ......................................................................... 104
E4.3.2 Tornillos sometidos a cortes............................................................................ 104
E4.4 Tracción ...................................................................................................................... 105
E4.4.1 Arrancamiento ................................................................................................. 105
E4.4.2 Aplastamiento.................................................................................................. 105
E4.4.3 Tornillos traccionados..................................................................................... 105
E5 Falla por corte ...................................................................................................................... 105
E6 Conexiones a otros materiales ............................................................................................. 106
E6.1 Apoyos ........................................................................................................................ 106
E6.2 Tracción ...................................................................................................................... 106
E6.3 Corte ........................................................................................................................... 106
F. ENSAYOS PARA CASOS ESPECIALES ...................................................................107
F1 Ensayos para determinar el comportamiento estructural ..................................................... 107
F1.1 Diseño por factores de carga y resistencia.................................................................. 107
F1.2 Diseño por tensiones admisibles................................................................................. 110
F2 Ensayos para confirmar el comportamiento estructural....................................................... 111
11
12
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
F3 Ensayos para determinar las propiedades mecánicas........................................................... 111
F3.1 Sección completa ........................................................................................................ 111
F3.2 Elementos planos de secciones formadas ................................................................... 112
F3.3 Acero virgen................................................................................................................ 112
13
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
SÍMBOLOS Y DEFINICIONES
Símbolo
Definición
A
Superficie total no reducida de la sección transversal del
miembro
Sección
C3.1.2, C4.4, C6.2, D4.1
Ab
b1t + As, para rigidizadores transversales en apoyos
interiores y bajo cargas concentradas, y b2t + As, para
rigidizadores transversales en apoyos extremos
B6.1
Ab
Ac
Superficie total de la sección transversal de un bulón
18t2 + As, para rigidizadores transversales en apoyos
interiores y bajo cargas concentradas, y 10t2 + As, para
rigidizadores transversales en apoyos extremos
E3.4
B6.1
Ao
Ae
Aef
An
As
Superficie reducida debido al pandeo local
Superficie efectiva a la tensión Fn
Superficie efectiva de un rigidizador
Superficie neta de la sección transversal
Superficie reducida de la sección transversal de un
rigidizador de borde o intermedio
C6.2
B6.1, C4, C6.2, D4.1, D4
B5
C2, E3.2
B4, B4.1, B4.2
As
Superficie de la sección transversal de un rigidizador
transversal
B6.1
A's
Ast
Superficie efectiva de un rigidizador
Superficie de la sección transversal de un rigidizador de
borde o intermedio
B4, B4.1, B4.2
B5
Ast
Awn
A1
A2
Superficie total de un rigidizador de corte
Superficie neta del alma
Superficie de apoyo
Superficie total de la sección transversal de un apoyo de
hormigón
B6.2
E5
E6.1
E6.1
a
Longitud del panel de corte del elemento de alma no
reforzada. Para un elemento de alma reforzada, distancia
entre rigidizadores transversales
B6.2, C3.2
a
a
Bc
Distancia del sujetador desde el borde externo del alma
Longitud del intervalo de arriostramiento
Término para determinar el límite de fluencia a tracción de
las esquinas
C4.4
D3.2.2
A7.2
b
Ancho de cálculo efectivo de un elemento comprimido
B2.1, B2.2, B2.3, B3.1, B3.2,
B4.1 B4.2, B5
b
bd
be
bo
Ancho de ala
Ancho efectivo para el cálculo de las deflexiones
Ancho de cálculo efectivo de un elemento o subelemento
Ver figura B4-1
C4.4, D3.2.1
B2.1, B2.2
B2.3, B5
B4, B4.1, B5
14
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
SÍMBOLOS Y DEFINICIONES
Símbolo
Definición
b1, b2
Anchos efectivos definidos en la Figura B2.3-1
B2.3
b1, b2
Anchos efectivos de los rigidizadores transversales
B6.1
C
Para miembros flexados, relación entre la superficie total de A7.2
la sección transversal en las esquinas del ala determinante y
la superficie total de la sección transversal completa del ala
determinante
Sección
Cb
Coeficiente de flexión que depende del gradiente de
momento
C3.1.2
Cm
Coeficiente de momento de extremo en la fórmula de
interacción
C5.2.1, C5.2.2
Cms
Cmx
Coeficiente para arriostramiento lateral de un perfil Z
Coeficiente de momento de extremo en la fórmula de
interacción
D3.2.1
C5.2.1, C5.2.2
Cmy
Coeficiente de momento de extremo en la fórmula de
interacción
C5.2.1, C5.2.2
Co
Cp
Cs
CTF
Imperfección inicial de una columna
Factor de corrección
Coeficiente para pandeo lateral torsional
Coeficiente de momento de extremo en la fórmula de
interacción
D4.1
F1.1
C3.1.2
C3.1.2
Cth
Ctr
Cv
Cw
Cy
C1
Coeficiente para arriostramiento lateral de los perfiles Z
D3.2.1
Coeficiente para arriostramiento lateral de los perfiles Z
D3.2.1
Coeficiente de los rigidizadores de corte
B6.2
Constante de alabeo torsional de la sección transversal
C3.1.2
Factor de deformación por compresión
C3.1.1
Término utilizado para calcular la deformación por corte en D4.1
el revestimiento de los tabiques
C1, C2
Cθ, C1
C2, C3
C4, C5
C6, C7
C8, C9
Coeficientes de acuerdo con lo definido en la Figura B4-2
Coeficientes de abolladura del alma
B4, B4.2
C3.4
C1, C2
C3
Coeficientes de pandeo axial
C4.4
cf
D
D
D
Cantidad de desplazamiento vertical de las alas (longitud)
Diámetro exterior de un tubo cilíndrico
Profundidad total de un labio rigidizador
Coeficiente de rigidizador de corte
B1.1
C6, C6.1, C6.2
B1.1, B4, B4.2, D1.1
B6.2
15
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
SÍMBOLOS Y DEFINICIONES
Símbolo
Definición
D
Carga permanente nominal
Do
Imperfección inicial de una columna
d
Profundidad de una sección
Sección
A4.1, A5.1.2, A6.1.2
D4.1
B1.1, B4, C3.1.2, C3.1.3,
C4.4, D1.1, D3.2.1, D3.2.2,
D4, D4.1
d
Diámetro nominal de un tornillo
E4, E4.1, E4.2, E4.3, E4.3.1,
E4.4.1
d
d
Ancho de un cordón de soldadura por arco
Diámetro visible de la superficie exterior de un punto de
soldadura por arco
E2.3
E2.2.1, E2.2.2
d
da
Diámetro de un bulón
Diámetro promedio de un punto de soldadura por arco a la
mitad del espesor de t
E3, E3.1, E3.2, E3.3, E3.4
E2.2.1, E3.2.2
da
de
de
Ancho promedio de un cordón de soldadura por arco
Diámetro efectivo de la superficie fundida
Ancho efectivo de un cordón de soldadura por arco en las
superficies fundidas
E2.3
E2.2, E2.21, E2.2.2
E2.3
dh
ds
d's
dwc
dwx
dw
Diámetro de un orificio estándar
Ancho efectivo reducido de un rigidizador
Ancho efectivo real de un rigidizador
Profundidad de un alma rebajada
Diámetro de la cabeza de un tornillo o arandela
Valor mayor entre el diámetro de la cabeza del tornillo o el
diámetro de la arandela
B2.2, E3, E3.1, E5
B4, B4.2
B4, B4.2
E5
E4.4
E4.4.2
E
Módulo de elasticidad longitudinal del acero, 29.500 ksi
(203.000 MPa)
B1.1, B2.1, B4, B5, B6.1,
B6.2, C3.1.1, C3.1.2, C3.2,
C3.4, C3.5.1, C3.5.2, C4.1,
C4.4, C5.2.1, C5.2.2, C6,
C6.1, C6.2, D1.2, D3.3, D4.1,
E2.2.1, E2.2.2
E
Eo
Carga sísmica nominal
A4.1, A5.1.2, A5.1.3, A6.1.2
Imperfección inicial de una columna, medida de la torsión
D4.1
inicial del remache con respecto a la ubicación inicial, ideal,
no pandeada
E1
Término utilizado para calcular la deformación por corte en
el revestimiento de los tabiques
D4.1
E'
Módulo de elasticidad inelástico
D4.1
16
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
SÍMBOLOS Y DEFINICIONES
Símbolo
Definición
e
Distancia, medida en la dirección del esfuerzo, desde el
E3.1
centro de un orificio estándar hasta el borde más cercano de
un orificio adyacente o hasta el extremo de la parte
conectada hacia la cual se dirige la fuerza
Sección
emin
Mínima distancia admisible, medida en la dirección del
E2.2.1, E2.2.2
esfuerzo, desde el eje de una soldadura hasta el borde más
cercano de una soldadura adyacente o hasta el extremo de la
parte conectada hacia la cual se dirige la fuerza
ey
F
F
Fe
Alargamiento de rotura = Fy/E
Carga nominal debida a fluidos
Factor de fabricación
Tensión de pandeo elástico
C3.1.1
A4.1, A5.1.4, A6.1.3
F1.1
C4, C4.1, C4.2, C4.3, C6.2,
D4.1
F
Fm
Fn
Resistencia nominal a la tracción o al corte
Valor promedio del factor de fabricación
Tensión nominal de pandeo
E3.4
F1.1
B2.1, C4, C5.2.1, C5.2.2,
C6.2, D4, D4.1
Fnt
Fnv
F'nt
Resistencia a nominal la tracción de los bulon
Resistencia nominal al corte de los bulones
Resistencia nominal a la tracción para bulones sometidos a
una combinación de corte y tracción
E3.4
E3.4
E3.4
Fsy
Límite de fluencia de acuerdo con lo especificado en las
Secciones A3.1 o A3.3.2
A1.2, A3.3.2, E2.2.1, E3.1
Fu
Resistencia a la tracción de acuerdo con lo especificado en
las Secciones A3.1 o A3.2
E3.3, A3.3.2, E2.2.1, E2.3,
E2.4, E2.5, E3.1, E3.2, E3.3,
E5
Fuv
Resistencia a la tracción del acero virgen especificada por la A7.2
Sección A3 o establecida de acuerdo con la Sección F3.3
Fwy
Límite de fluencia para el diseño de rigidizadores
transversales
Fxx
Denominación del nivel de resistencia en la clasificación de E2.1, E2.2.1, E2.2.2E2.3,
electrodos AWS
E2.4, E2.5
Fu1
Resistencia a la tracción del miembro en contacto con la
cabeza del tornillo
E4, E4.3.1, E4.4.2
Fu2
Resistencia a la tracción de un miembro que no está en
contacto con la cabeza del tornillo
E4, E4.3.1, E4.4.1
B6.1
17
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
SÍMBOLOS Y DEFINICIONES
Símbolo
Definición
Fy
Límite de fluencia utilizado para el diseño, no debe ser
mayor que el límite de fluencia especificado o establecido de
acuerdo con la Sección F3, ni mayor que el valor
incrementado por la conformación en frío de la Sección
A7.2, ni mayor que el valor reducido para los aceros de baja
ductilidad de la Sección A3.3.2
Sección
A1.2, A3.3.2, A7.1, A7.2,
B2.1, B5, B6.1, B6.2, C2,
C3.1.1, C3.1.2, C3.1.3, C3.2,
C3.4, C3.5.1, C3.5.2, C4,
C5.1.2, C5.2.2, C6, C6, C6.2,
D1.2, D3.3, D4, 1, E2.1, E3.2
Fya
Fyc
Fyf
Límite de fluencia promedio de la sección
Límite de fluencia a tracción de las esquinas
Límite de fluencia promedio ponderado a tracción de las
porciones planas
A7.2
A7.2
A7.2, F3.2
Fys
Fyv
Límite de fluencia del acero de los rigidizadores
Límite de fluencia a tracción del acero virgen especificado
por la Sección A3 o establecido de acuerdo con la Sección
F3.3
B6.1
A7.2
f
Tensión en el elemento comprimido calculada en base al
ancho de cálculo efectivo
B2.1, B2.2, B2.3, B3.1, B3.2,
B4.1, B4.2
fav
Tensión media calculada en el ancho total, no reducido, del
ala
B1.1
fc
f'c
fd
Tensión correspondiente a carga de servicio en la platabanda D1.2
Resistencia a la compresión especificada del hormigón
E6.1
Tensión de compresión calculada en el elemento analizado. B2.1, B2.2, B3.1, B4.1, B4.2
Los cálculos se basan en la sección efectiva a la carga para la
cual se determinan las deflexiones
fd1, fd2
Tensiones f1 y f2 calculadas como se ilustra en la Figura
B2.3-1. Los cálculos se basan en la sección efectiva a la
carga para la cual se determinan las deflexiones
fd3
Tensión f3 calculada en el rigidizador de borde, como se
B3.2
ilustra en la Figura B4-2. Los cálculos se basan en la sección
efectiva a la carga para la cual se determinan las deflexiones
fV
f1, f2
f3
Tensión de corte calculada en un bulón
E3.4
Tensiones en las alas definidas en la Figura B2.3-1
B2.3
Tensión en el rigidizador de borde definido por la Figura B4- B3.2
2
G
Módulo de elasticidad transversal del acero, 11.300 ksi
(78.000 MPa)
C3.1.2, D4.1
G'
g
Módulo de elasticidad transversal inelástico
Distancia vertical entre dos filas de conexiones más
próximas a las alas superior e inferior
D4.1
D1.1
B2.3
18
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
SÍMBOLOS Y DEFINICIONES
Símbolo
Definición
Sección
H
Carga nominal debida al peso y presión lateral del suelo y el A4.1, A5.1.4, A6.1.3
agua presente en el suelo
h
Profundidad de una porción plana del alma medida a lo largo B1.2, B6.2, C3.1.1, C3.2,
del plano del alma
C3.4, C3.5.1, C3.5.2
Ia
Momento de inercia adecuado de un rigidizador, de manera
que cada elemento componente se comporte como un
elemento rigidizado
Is
Momento de inercia real de todo el rigidizador respecto a su B1.1, B4, B4.1, B4.2, B5,
propio eje baricéntrico paralelo al elemento a rigidizar
B6.2
Isf
Momento de inercia de la totalidad de la superficie del
elemento con rigidización múltiple, incluyendo los
rigidizadores intermedios, respecto a su propio eje
baricéntrico paralelo al elemento a rigidizar
Ix, Iy
Momento de inercia de la totalidad de la sección respecto al C3.1.2, C5.2.1, C5.2.2, D1.1,
eje principal
D3.3.2
Ixy
Producto de inercia de la totalidad de la sección respecto a
los ejes baricéntricos mayor y menor
D3.2.2, D4.1
Iyc
Momento de inercia de la porción comprimida de una
sección respecto al eje baricéntrico de la totalidad de la
sección paralelo al alma, utilizando la sección total no
reducida
C3.1.2
J
j
K
K'
Kt
Kx
Ky
k
Constante de torsión de St. Venant
Propiedad de la sección para pandeo flexional-torsional
Factor de longitud efectiva
Constante
Factor de longitud efectiva para torsión
Factor de longitud efectiva para pandeo alrededor del eje x
Factor de longitud efectiva para pandeo alrededor del eje y
Coeficiente de pandeo de placas
C3.1.2
C3.1.2
C4, C4.1, D4.1
D3.2.2
C3.1.2
C3.1.2, C5.2.1, C5.2.2
C3.1.2, C5.2.1,C5.2.2
B2.1, B2.3, B3.1, B3.2, B4,
B4.1, B4.2
k
ka
ku
kv
L
894Fy/E
Coeficiente de pandeo de placas
Coeficiente de pandeo de placas
Coeficiente de pandeo por corte
Longitud total de las vigas simples, distancia entre puntos de
inflexión de las vigas continuas, el doble de la longitud de
las vigas en voladizo
C3.4
B4.2
B4.2
B6.2, C3.2
B1.1, D1.1, C3.2.1
L
Longitud de soldadura
E2.1, E2.5
B1.1, B4, B4.1, B4.2
B5
19
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
SÍMBOLOS Y DEFINICIONES
Símbolo
Definición
L
Longitud de un cordón de soldadura, excluyendo los
extremos redondeados
Sección
E2.3
L
L
Longitud de una soldadura de filete
Longitud no arriostrada de un miembro
E2.4
C3.1.2, C4, C4.1, C5.2.1,
C5.2.2, D1.1, D4.1
L
L
Lr
Lst
Lt
Longitud total
Sobrecarga nominal
Sobrecarga nominal de cubierta
Longitud de un rigidizador transversal
Longitud no arriostrada de un miembro comprimido para
torsión
D4, D4.1
A4.1, A5.1.2, A6.1.2
A4.1, A5.1.2, A6.1.2
B6.1
C3.1.2
Lx
Longitud no arriostrada de un miembro comprimido para
flexión alrededor del eje x
C3.1.2, C5.2.1, C5.2.2
Ly
Longitud no arriostrada de un miembro comprimido para
flexión alrededor del eje y
C3.1.2, C5.2.1, C5.2.2
Mmax,
MA, MB
MC
Valor absoluto de los momentos en un segmento no
arriostrado, utilizados para determinar Cb
C3.1.2
Mc
Me
Mm
Mn
Momento crítico
Momento crítico elástico
Valor promedio del factor de material
Resistencia nominal a la flexión
B2.1, C3.1.2
C3.1.2
F1.1
B2.1, C3.1, C3.1.1, C3.1.2,
C3.1.3, C3.3.2, C6.1
M
Resistencia a la flexión requerida, ASD
Mnx, Mny Resistencias nominales a la flexión respecto a los ejes
baricéntricos determinadas de acuerdo con la Sección C3
C3.3.1, C3.5.1
C5.1.1, C5.1.2, C5.2.1,
C5.2.2
Mnxo,
Mnyo
Resistencias nominales a la flexión respecto a los ejes
baricéntricos determinadas de acuerdo con la Sección C3.1
excluyendo los requisitos de la Sección C3.1.2
C3.3.2, C3.5.2, D4.2, D4.3
Mno
Mnxt,
Mnyt
Momento nominal de fluencia para perfiles Z anidados
Resistencias nominales a la flexión respecto a los ejes
baricéntricos determinadas utilizando las propiedades de la
sección transversal total, no reducida
C3.5.1, C3.5.2
C5.1.1, C5.1.2
Mx, My
Resistencia a la flexión requerida respecto a los ejes
baricéntricos, para ASD
C4, C5.1.1, C5.2.1
Mu
Resistencia a la flexión requerida, para LRFD
C3.3.2, C3.5.2
20
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
SÍMBOLOS Y DEFINICIONES
Símbolo
Definición
Mux,
Resistencia a la flexión requerida respecto a los ejes
Muy
baricéntricos, para LRFD
Sección
C4, C5.1.2, C5.2.2
My
M1
M2
m
m
Momento que provoca una deformación máxima ey
Menor momento de extremo
Mayor momento de extremo
Grados de libertad
Término para determinar el límite de fluencia a tracción de
las esquinas
B2.1, C3.1.2
C3.1.2, C5.2.1, C5.2.2
C3.1.2, C5.2.1, C5.2.2
F1.1
A7.2
m
m
Parámetro de la abolladura del alma
Distancia entre el centro de corte de un perfil C y el plano
medio de su alma
C3.4
D1.1, D3.2.2
N
n
n
np
P
Longitud de apoyo real
Número de perforaciones
Número de ensayos
Número de líneas de correas paralelas
Cargas, fuerzas y efectos nominales debidos al
estancamiento
C3.4, C3.5.1, C3.5.2
E5
F1.1
D3.2.1
A4.1, A5.1.4, A6.1.3
P
Resistencia requerida para la carga concentrada o reacción
en presencia de momento flector, para ASD
C3.5.1
P
Resistencia requerida (fuerza nominal) transmitida por una
soldadura, para ASD
E2.21
P
P
PEx, PEy
PL
Pm
Resistencia a la compresión axial requerida, para ASD
Factor profesional
Resistencias al pandeo elástico
Fuerza que debe resistir una riostra de una viga intermedia
Valor promedio de las relaciones entre cargas ensayadas y
cargas pronosticadas
A3.3.1, C5.2.1
F1.1
C5.2.1, C5.2.2
D3.2.1, D3.2.2
F1.1
Pn
Pn
Resistencia nominal a la abolladura del alma de un miembro C3.4, C3.5.1, C3.5.2
Resistencia axial nominal de un miembro
A3.3.1, B6.1, C4, C4.4,
C5.2.1, C5.2.2, C6.2, D4.1,
D4.3
Pn
Resistencia nominal de un componente de una conexión
E2.1, E2.2.1, E2.2.2, E2.3,
E2.4, E2.5, E2.6, E3.1, E3.2,
E3.4
Pn
Pno
Resistencia nominal de apoyo
Resistencia axial nominal de un miembro determinada de
acuerdo con la Sección C4 con Fn = Fy
E3.3
C5.2.1, C5.2.2
Pnot
Resistencia nominal al arrancamiento de cada tornillo
E4, E4.4.1, E4.4.3
21
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
SÍMBOLOS Y DEFINICIONES
Símbolo
Pnov
Pns
Pnt
Pp
Ps
Pu
Pu
Definición
Resistencia nominal al aplastamiento de cada tornillo
Resistencia nominal al corte de cada tornillo
Resistencia nominal a la tracción de cada tornillo
Capacidad portante nominal sobre hormigón
Carga concentrada o reacción
Resistencia requerida a la compresión axial, para LRFD
Resistencia requerida (fuerza factoreada) transmitida por una
soldadura, para LRFD
Sección
E4, E4.4.1, E4.4.3
E4, E4.3.1, E4.3.2
E4, E4.4.3
E6.1
D1.1
A3.3.1, C5.2.2
E2.2.1
Pu
Resistencia requerida para la carga concentrada o reacción
en presencia de momento flector, para LRFD
C3.5.2
Q
Rigidez al corte de cálculo para revestimiento a ambos lados D4.1
del tabique
Qa
Q/A
Qt
2
(Qd ) /(4Aro )
Qo
Qi
Parámetro del revestimiento
Efecto de las cargas
Carga de diseño en el plano del alma
Resistencia requerida, para ASD
Factor de reducción
Coeficiente
Radio interno de plegado
Resistencia de cálculo admisible
Resistencia nominal
Valor promedio de todos los resultados de ensayo
Carga nominal de lluvia sobre la cubierta
Resistencia requerida, para LRFD
Radio de giro de la sección transversal total, no reducida
Fuerza transmitida por el bulón o por los bulones en la
sección considerada, dividida por la fuerza de tracción en el
miembro en dicha sección
D4.1
F1.1
D1.1
A5.1.1
C3.1.3
C6.2
A7.2, C3.4, C3.5.1, C3.5.2
F1.2
A1.2, A5.1.1, A6.1.1, F2
F1.1, F1.2
A4.1, A5.1.2, A6.1.2
A6.1.1
C4, C4.1
E3.2
rcy
Radio de giro de un perfil C respecto a su eje baricéntrico
paralelo al alma
D1.1
rI
Radio de giro de un perfil doble T respecto al eje
perpendicular a la dirección en la cual se produciría pandeo
para las condiciones dadas de apoyo en los extremos y
arriostramiento intermedio
D1.1
ro
Radio de giro polar de la totalidad de la sección transversal
respecto al centro de corte
C3.1.2, C4.2, D4.1
rx, ry
Radio de giro de la totalidad de la sección transversal
respecto al eje baricéntrico principal
C3.1.2, D4.1
q
R
R
R
R
Ra
Rn
Rn
Rr
Ru
r
r
2
D4.1
D4.1
22
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
SÍMBOLOS Y DEFINICIONES
Símbolo
Definición
Sección
S
S
Sc
B4, B4.1, B4.2
Carga de nieve nominal
A4.1, A5.1.2, A6.1.2
Módulo resistente elástico de la sección efectiva calculado a B2.1, C3.1.2
una tensión Mc/Sf en la fibra extrema comprimida
Se
Módulo resistente elástico de la sección efectiva calculado
con la fibra extrema comprimida o traccionada a Fy
C3.1.1, C3.1.3
Sf
Módulo resistente elástico de la sección total, no reducida,
para la fibra extrema comprimida
B2.1, C3.1.2, C6.1
Sft
Módulo resistente de la sección total para la fibra extrema
traccionada
C5.1.1, C5.1.2
Sn
s
s
Resistencia nominal al corte en el plano de un diafragma
D5
Separación de los sujetadores
D1.2, D4.1
Separación en la línea de fuerza de las soldaduras, remaches E3.2
o bulones que conectan una platabanda comprimida con un
rigidizador no integral u otro elemento
s
s'
smax
Separación de las soldaduras
D1.1
Separación de los sujetadores para la cual Qo está tabulado D4.1
Máxima separación longitudinal admisible para soldaduras u D1.1
otros conectores que unen dos perfiles C para formar una
sección doble T
T
T
Tn
Ts
Tu
t
Fuerzas y efectos autodeformantes
Resistencia a la tracción axial requerida, para ASD
Resistencia nominal a la tracción
Resistencia de cálculo de una conexión traccionada
Resistencia a la tracción axial requerida, para LRFD
Espesor del acero base de cualquier elemento o sección
A4.1, A5.1.4, A6.1.3
C5.1.1
C2, C5.1.1, C5.1.2
D1.1
C5.1.2
A1.2, A3.4, A7.2, B1.1, B1.2,
B2.1, B2.2, B4, B4.1, B4.2,
B5, B6.1, B6.2, C3.1.1, C3.2,
C3.4, C3.5.1, C3.5.2, C4.4,
C6, C6.1, C6.2, D1.1, D1.2,
D4
t
t
t
Espesor de un alma rebajada
Espesor total de las dos planchas soldadas
Espesor de la pieza más delgada conectada
E5
E2.2.1, E2.2.2
E2.3, E2.4, E2.5, E3.1, E3.2,
E3.3
t1
Espesor del miembro en contacto con la cabeza del tornillo
E4, E4.3.1, E4.4.2
1,28 E / f
23
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
SÍMBOLOS Y DEFINICIONES
Símbolo
Definición
t2
Espesor de un miembro que no está en contacto con la
cabeza del tornillo
Sección
E4, E4.3.1, E4.4.1
tc
te
Valor menor entre la profundidad de penetración y t2
Dimensión efectiva de la garganta de una soldadura de
ranura
E4.4.1
E2.1
ts
Espesor equivalente de un elemento con rigidización
múltiple
B5, B6.1
tw
V
VF
VM
Vn
VP
Garganta efectiva de una soldadura
Resistencia al corte requerida, para ASD
Coeficiente de variación del factor de fabricación
Coeficiente de variación del factor de material
Resistencia al corte nominal
Coeficiente de variación de las relaciones entre cargas
ensayadas y cargas pronosticadas
E2.4, E2.5
C3.3.1
F1.1
F1.1
B6.2, C3.2, C3.3.2, E5
F1.1
VQ
Vu
W
Coeficiente de variación del efecto de las cargas
F1.1
Resistencia al corte requerida, para LRFD
C3.3.2
Carga de diseño soportada por todas las líneas de correas que D3.2.1
están siendo restringidas
W
w
Carga de viento nominal
Ancho plano de un elemento excluyendo los radios
A4.1, A5.1.2, A6.1.2
B1.1, B2.1, B2.2, B3.1, B4,
B4.1, B4.2, B5, C3.1.1, D1.2
w
Ancho plano del ala de la viga que está en contacto con la
placa de apoyo
C3.5.1, C3.5.2
wf
Ancho de la proyección del ala más allá del alma, o la mitad B1.1
de la distancia entre las almas en el caso de vigas cajón o
secciones en U
wf
w1
w2
x
x
xo
Proyección de las alas a partir de la cara interna del alma
Canto de la soldadura
Canto de la soldadura
Distancia entre una carga concentrada y una riostra
Posición adimensional de los sujetadores
Distancia entre el centro de corte y el baricentro medida
sobre el eje principal x
B1.1, D1.1
E2.4
E2.4
D3.2.2
C4.4
C3.1.2, C4.2, D4.1
Y
Límite de fluencia del acero del alma dividido por el límite
de fluencia del acero del rigidizador
B6.2
α
Parámetro para determinar la superficie efectiva de un
rigidizador
B5
24
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
SÍMBOLOS Y DEFINICIONES
Símbolo
Definición
Factores de amplificación
1/αx,
1/αy
Sección
C5.2.1, C5.2.2
β
βo
γ
Coeficiente
Índice de confiabilidad meta
Deformación por corte real en el revestimiento
Deformación por corte admisible del revestimiento
Factor de carga
Ángulo que forma el alma con la superficie de apoyo > 45°
pero no superior a 90°
C4.2, D4.1
F1.1
D4.1
D4.1
F1.1
C3.4
θ
Ángulo que forma la vertical con el plano del alma de un
perfil Z, grados
D3.2.1
θ
λ, λc
Ángulo que forma un elemento con su rigidizador de borde
Factores de esbeltez
B4, B4.2
B2.1, B2.2, C3.5.1, C3.5.2,
C4, C6.2
λ1, λ2
Parámetros utilizados para determinar el factor de
deformación por compresión
Coeficiente de Poison del acero = 0,30
Factor de reducción
Tensión teórica de pandeo elástico
C3.1.1
γ
γi
θ
µ
ρ
σCR
σex
(π2 E) /(K X L X / rX ) 2
C3.2
A7.2, B2.1, F3.1
D4.1
C3.1.2, C4.2
(π2 E) /(L / rX ) 2
D4.1
σexy
(π2 EI xy ) /(AL2 )
D4.1
σey
(π2 E) /(K y L y / ry )2
C3.1.2
(π2 E) /(L / ry )2
D4.1
σtQ
σt + Q t
D4.1
σt
φ
Tensión de pandeo torsional
Factor de resistencia
C3.1.2, C4.2, D4.1
A1.2, A6.1.1, C3.5.2, C4.4,
E2.1, E2.2.1, E2.2.2, E2.3,
E2.4, E2.5, E2.6, E3.1, E3.2,
E3.3, E3.4, E4, E4.3.2, E4.4,
E4.4.3, E5, F1.1, F1.2
φb
Factor de resistencia para resistencia a la flexión
C3.1.1, C3.1.2, C3.1.3,
C3.3.2, C3.5.2, C5.1.2,
C5.2.2, C6.1, D4.2
φc
Factor de resistencia para miembros con carga de
compresión concéntrica
A3.3.1, B6.1, C4, C5.2.2,
C6.2, D4.1
25
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
SÍMBOLOS Y DEFINICIONES
Símbolo
φc
φd
φt
φv
φw
ψ
Ω
Definición
Factor de resistencia para resistencia en apoyo
Factor de resistencia para diafragmas
Factor de resistencia para miembros traccionados
Factor de resistencia para resistencia al corte
Factor de resistencia para resistencia a la abolladura del alma
f2/f1
Factor de seguridad
Sección
Ωb
Factor de seguridad para la resistencia a flexión
Ωc
Factor de seguridad para miembros con carga de compresión C4, C5.2.1, C6.2, D4.1
concéntrica
Ωc
Ωd
Ωt
Ωv
Ωw
Factor de seguridad para resistencia de apoyo
Factor de seguridad para diafragmas
Factor de seguridad para miembros traccionados
Factor de seguridad para resistencia al corte
Factor de seguridad para resistencia a la abolladura del alma
E6.1
D5
C2, C5.1.2
C3.2, C3.3.2
C3.4, C3.5.2
B2.3
A1.2, A5.1.1, C4.4, E2.1,
E2.2.1, E2.2.2, E2.3, E2.4,
E2.5, E2.6, E3.1, E3.2, E3.3,
E3.4, E4, E4.3.2, E4.4,
E4.4.3, E5, F1.2
C3.1.1, C3.1.2, C3.1.3,
C5.1.1, C5.2.1, C6.1, D4.2
B6.1, E6.1
D5
C2, C5.1.1
C3.2
C3.4
26
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
ESPECIFICACIÓN PARA EL DISEÑO DE MIEMBROS
ESTRUCTURALES DE ACERO CONFORMADO EN FRÍO
A.
REQUISITOS GENERALES
A1
Límites de aplicación y terminología
A1.1 Alcance y límites de aplicación
Esta Especificación se aplica al diseño de miembros estructurales conformados
en frío a partir de láminas, planchas, planchuelas, o barras de acero al carbono o de
baja aleación de no más de una pulgada (25,4 mm) de espesor y utilizadas para
soportar cargas en un edificio. Está permitido utilizarla para estructuras que no sean
edificios siempre que los efectos dinámicos se consideren adecuadamente.
El diseño se debe efectuar de acuerdo con los requisitos para el Diseño por
Factores de Carga y Resistencia (LRFD), o de acuerdo con los requisitos para el
Diseño por Tensiones Admisibles (ASD). Ambos métodos son igualmente
aceptables, aunque es posible que no produzcan idénticos resultados. Sin embargo,
al diseñar los diferentes componentes de acero conformado en frío de una estructura
no se deben mezclar estos dos métodos.
A1.2 Terminología
En esta Especificación los siguientes términos tienen los significados indicados a
continuación:
(a) ASD (Diseño por Tensiones Admisibles). Método para dimensionar
componentes estructurales (miembros, conectores, elementos de conexión y
conjuntos ensamblados) de manera tal que la resistencia requerida del
componente determinada por los efectos de todas las combinaciones de cargas
nominales que corresponda no supere la tensión admisible, la fuerza admisible
o el momento admisible
(b) Miembros estructurales de acero conformado en frío. Los miembros
estructurales de acero conformado en frío son perfiles que se fabrican
plegando chapas metálicas, longitudes cortadas de bobinas o planchas, o
laminando bobinas o planchas laminadas en frío o laminadas en caliente;
siendo ambas operaciones realizadas a temperatura ambiente, es decir, sin
agregar calor del modo que sería necesario para un conformado en caliente.
(c) Ensayo de confirmación. Un ensayo de confirmación es un ensayo que se
efectúa, si se desea, sobre miembros, conexiones y conjuntos diseñados de
acuerdo con los requisitos de los Capítulos A a E de esta Especificación o sus
referencias específicas, a fin de comparar el comportamiento real con el
comportamiento calculado.
(d) Resistencia de cálculo. Resistencia factoreada, φRn o resistencia admisible,
Rn/Ω (fuerza, momento, según corresponda), proporcionada por el componente
estructural
(e) Ancho efectivo de cálculo. Cuando por motivos de cálculo se reduce el ancho
plano de un elemento, el ancho de cálculo reducido se denomina ancho
efectivo o ancho de cálculo efectivo.
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
(f) Relación entre el ancho plano de un miembro y su espesor. Ancho plano de un
elemento medido sobre su plano, dividido por su espesor.
(g) Pandeo local. Pandeo de elementos sólo dentro de una sección, en el cual las
líneas de unión entre los elementos permanecen rectas y los ángulos entre los
elementos no varían.
(h) LRFD (Diseño por Factores de Carga y Resistencia). Método para
dimensionar componentes estructurales (miembros, conectores, elementos de
conexión y conjuntos ensamblados) de manera tal que cuando la estructura es
sometida a todas las combinaciones de cargas que corresponda no se supera
ninguno de los estados límites aplicables.
(i) Elementos con rigidización múltiple. Un elemento con rigidización múltiple es
un elemento que está rigidizado entre sus almas, o entre un alma y un borde
rigidizado, por medio de rigidizadores intermedios que son paralelos a la
dirección del esfuerzo. Un subelemento es la porción comprendida entre
rigidizadores adyacentes o entre el alma y un rigidizador intermedio o entre un
rigidizador de borde y un rigidizador intermedio.
(j) Cargas nominales. Magnitudes de las cargas especificadas en el código
aplicable excluyendo los factores de carga.
(k) Resistencia nominal. Capacidad de una estructura o componente de resistir los
efectos de las cargas. Se calcula utilizando las resistencias y dimensiones
especificadas de los materiales y ecuaciones derivadas a partir de principios
aceptados de la mecánica estructural, o bien mediante ensayos en obra o
ensayos efectuados en laboratorio sobre modelos a escala, considerando los
efectos del modelado, y las diferencias entre las condiciones en obra y las
condiciones de laboratorio.
(l) Ensayo de comportamiento. Un ensayo de comportamiento es un ensayo
efectuado sobre miembros, conexiones y conjuntos estructurales cuyos
comportamientos no se pueden determinar aplicando los requisitos de los
Capítulos A a E de esta Especificación o sus referencias específicas.
(m) Sección con simetría puntual. Una sección con simetría puntual es una sección
simétrica con respecto a un punto (baricentro), como por ejemplo un perfil Z
de alas iguales.
(n) Resistencia requerida. Efecto de las cargas (fuerza, momento, según
corresponda) que actúa sobre un componente estructural. Se determina
mediante un análisis estructural a partir de las cargas factoreadas en el caso de
LRFD o a partir de las cargas nominales en el caso de ASD (utilizando las
combinaciones de cargas críticas más adecuadas).
(o) Factor de resistencia. Factor que toma en cuenta las inevitables diferencias
que existen entre la resistencia real y su valor nominal y los modos de falla y
sus consecuencias.
(p) Límite de fluencia mínimo especificado. El límite de fluencia mínimo
especificado es el límite inferior del límite de fluencia que debe ser igualado o
superado en un ensayo normalizado para determinar que un lote de acero es
adecuada para fabricar miembros estructurales de acero conformado en frío
diseñados para dicho límite de fluencia.
(q) Elementos comprimidos rigidizados o parcialmente rigidizados. Un elemento
comprimido rigidizado o parcialmente rigidizado es un elemento comprimido
plano (es decir, una ala plana comprimida de un miembro flexionado o un
alma o ala plana de un miembro comprimido) en el cual ambos bordes
paralelos a la dirección del esfuerzo están rigidizados ya sea por un alma, un
ala, un labio rigidizador, un rigidizador intermedio u otro elemento similar.
27
28
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
(r) Tensión. De acuerdo con el uso que se le da en esta Especificación, el término
tensión significa fuerza por unidad de superficie.
(s) Espesor. El espesor, t, de cualquier elemento o sección es el espesor del acero
base, excluyendo cualquier revestimiento.
(t) Pandeo flexional torsional. El pandeo flexional torsional es un modo de
pandeo en el cual los miembros comprimidos se pueden flexionar y torsionar
simultáneamente sin que se modifique la forma de su sección transversal.
(u) Elementos comprimidos no rigidizados. Un elemento comprimido no
rigidizado es un elemento comprimido plano que sólo está rigidizado en uno
de los bordes paralelos a la dirección del esfuerzo.
(v) Acero virgen. Acero virgen se refiere al acero tal como se recibe del fabricante
o proveedor, antes de ser trabajado en frío en una operación de fabricación.
(w) Propiedades del acero virgen. Propiedades del acero virgen se refiere a las
propiedades mecánicas del acero virgen, tales como el límite de fluencia, la
resistencia a la tracción y el alargamiento.
(x) Límite de fluencia. De acuerdo con el uso que se le da en esta Especificación,
el término límite de fluencia, Fy o Fsy significa límite de fluencia o resistencia
de fluencia.
A1.3 Unidades de los símbolos y términos
La Especificación ha sido preparada de manera que es posible utilizar cualquier
sistema de unidades compatibles, excepto en aquellos casos en los cuales el texto de
estos requisitos explícitamente establece lo contrario.
A2
Geometrías y formas constructivas no abarcadas por la
Especificación
No es la intención de los requisitos de la Especificación impedir el uso de
geometrías o formas constructivas alternativas que no estén expresamente prohibidas
en la presente. Estas alternativas deberán cumplir con los requisitos del Capítulo F de
la Especificación y deberán ser aprobadas por la autoridad competente.
A3
Material
A3.1 Aceros aplicables
Esta Especificación requiere el empleo de acero de calidad estructural de
acuerdo con lo definido en general por los requisitos de las siguientes
especificaciones de la ASTM (American Society for Testing and Materials):
ASTM A36/A36M, Carbon Structural Steel
ASTM A242/A242M, High-Strength Low-Alloy Structural Steel
ASTM A283/A283M, Low and Intermediate Tensile Strength Carbon Steel Plates
ASTM A500, Cold-Formed Welded and Seamless Carbon Steel Structural Tubing
in Rounds and Shapes
ASTM A529/A529M, High-Strength Carbon-Manganese Steel of Structural Quality
ASTM A570/A570M, Steel, Sheet and Strip, Carbon, Hot-Rolled, Structural
Quality
ASTM A572/A572M, High-Strength Low-Alloy Columbium-Vanadium Structural
Steel
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
29
ASTM A588/A588M, High-Strength Low-Alloy Structural Steel with 50 ksi (345
MPa) Minimum Yield Point to 4 in. (100 mm) Thick
ASTM A606, Steel, Sheet and Strip, High Strength, Low Alloy, Hot-Rolled and
Cold-Rolled, with Improved Atmospheric Corrosion Resistance
ASTM A607, Steel, Sheet and Strip, High Strength, Low Alloy, Columbium or
Vanadium, or both, Hot-Rolled and Cold-Rolled
ASTM A611 (Grades A, B, C, and D), Steel, Sheet, Carbon, Cold-Rolled,
Structural Quality
ASTM A653/A653M (SQ Grades 33, 37, 40, and 50 Class 1 and Class 3; HSLA
Types I and II, Grades 50, 60, 70 and 80), Steel Sheet, Zinc-Coated
(Galvanized) or Zinc-Iron Alloy-Coated (Galvanealed) by the Hot-Dip Process
ASTM A715 (Grades 50, 60, 70 and 80), Steel Sheet and Strip, High-Strength,
Low-Alloy, Hot-Rolled, and Steel Sheet, Cold Rolled, High-Strength, LowAlloy UIT Improved Formability
ASTM A792/A792M (Grades 33, 37, 40, and 50A), Steel Sheet, 55% AluminumZinc Alloy-Coated by the Hot-Dip Process
A3.2 Otros aceros
El listado de la Sección A3.1 no excluye el empleo de aceros de hasta una
pulgada (25,4 mm) de espesor inclusive ordenados o producidos conforme a otras
especificaciones diferentes a las listadas, siempre y cuando dichos aceros cumplan
con los requisitos químicos y mecánicos de una de las especificaciones listadas u
otra especificación publicada que establezca sus propiedades y aplicaciones, y
siempre que ya sea el fabricante o el comprador efectúen análisis, ensayos y otros
controles similares en cuanto a su alcance y forma a los prescriptos por una de las
especificaciones listadas en la Sección A3.3.
A3.3 Ductilidad
Los aceros no listados en la Sección A3.1 y utilizados para miembros y
conexiones estructurales de acuerdo con la Sección A3.2 deberán cumplir con uno
de los siguientes requisitos de ductilidad:
A3.3.1 La relación entre la resistencia a la tracción y el límite de fluencia
no debe ser menor que 1,08; y el alargamiento total no debe ser menor que el
10 por ciento de una muestra normalizada de dos pulgadas (51 mm) de
longitud ó 7 por ciento de una muestra normalizada de ocho pulgadas (203
mm) de longitud ensayadas de acuerdo con la norma ASTM A370. Si estos
requisitos no se pueden cumplir, se deben satisfacer los siguientes criterios:
(1) el alargamiento localizado en una longitud de ½ pulgada (12,7 mm) a lo
largo de la fractura no debe ser menor que 20%, (2) el alargamiento uniforme
fuera de la fractura no debe ser menor que 3%*. Cuando la ductilidad del
material se determina en base a los criterios de alargamiento localizado y
alargamiento uniforme, el uso de dicho material se debe limitar al diseño de
correas y cintas** de acuerdo con las Secciones C3.1.1(a), C3.1.2, C3.1.3 y
*
En la publicación "Métodos Normalizados para Determinar la Ductilidad Uniforme y Localizada", Manual para el Diseño de
Acero Conformado en Frío, Parte VIII, se puede obtener más información sobre los procedimientos de ensayo.
**
Miembros estructurales horizontales que soportan un tablero de cubierta o un panel de revestimiento y las cargas aplicadas
fundamentalmente por flexión.
30
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
C3.1.4. En el caso de correas y cintas sometidas a una combinación de carga
axial y momento flector (Sección C5), si el diseño se efectúa por tensiones
admisibles,
Ωc P
no debe ser mayor que 0,15; mientras que si el diseño se
Pn
efectúa aplicando LRFD,
Pc
no debe ser mayor que 0,15.
φc Pn
A3.3.2 Está permitido utilizar los aceros que cumplen con las normas
ASTM A653 (Acero estructural de Grado 80) y A611 (Grado E) y otros
aceros que no satisfacen los requisitos de la Sección A3.3.1 para
determinadas configuraciones de múltiples almas, tales como tableros para
cubiertas, tableros laterales o tableros para losas, siempre que (1) la
resistencia a la fluencia, Fy, utilizada para determinar la resistencia nominal
en los Capítulos B, C y D se tome como el 75 por ciento del límite de
fluencia mínimo especificado ó 60 ksi (414 MPa), cualquiera sea el menor y
(2) la resistencia a la tracción, Fu, utilizada para determinar la resistencia
nominal en el Capítulo E se tome como el 75 por ciento de la resistencia a la
tracción mínima especificada ó 62 ksi (428 MPa), cualquiera sea el menor.
Otra alternativa permitida consiste en demostrar que estos aceros son
adecuados para cualquier configuración dada efectuando ensayos de carga de
acuerdo con los requisitos de la Sección F1. Las resistencias de cálculo
basadas en estos ensayos no deben ser mayores que las resistencias
calculadas de acuerdo con los Capítulos B a E, utilizando el límite de
fluencia mínimo especificado, Fsy, para Fy y la resistencia a la tracción
mínima especificada, Fu.
A3.4 Espesor mínimo entregado
En cualquier punto del producto conformado en frío tal como es entregado en
obra el espesor mínimo del acero no revestido debe ser mayor o igual que el 95 por
ciento del espesor, t, utilizado para su diseño. Sin embargo, estarán permitidos
espesores menores en los pliegues, tales como las esquinas, debido a los efectos de
la conformación en frío.
A4
Cargas
A4.1 Cargas nominales
Las cargas nominales deben ser las estipuladas en el código o especificación
aplicable conforme a la cual se ha de calcular la estructura, o bien según lo dicten
las condiciones involucradas. En ausencia de un código o especificación, las cargas
nominales serán las establecidas en la norma ASCE 7, Cargas de Diseño Mínimas
para Edificios y Otras Estructuras. Los siguientes símbolos y definiciones describen
las cargas a las cuales se hace referencia en esta Especificación:
D = Carga permanente, compuesta por:
(a) peso propio del miembro;
(b) peso de todos los materiales de construcción incorporados al
edificio que son soportados por el miembro, incluyendo los
tabiques incorporados; y
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
(c) peso de los equipos permanentes.
E = Carga sísmica
F = Cargas debidas a fluidos con presiones y alturas máximas bien
definidas
L = Sobrecargas debidas al uso y ocupación esperados, incluyendo las
cargas debidas a objetos móviles y tabiques móviles y las cargas que
la estructura soporta transitoriamente durante su mantenimiento. L
incluye cualquier reducción permitida. Si en el diseño se toma en
cuenta la resistencia a las cargas de impacto, estos efectos se deben
incluir junto con la sobrecarga.
Lr = Sobrecarga sobre la cubierta
S = Carga de nieve
Rr = Carga de lluvia, exceptuando el estancamiento
H = Cargas debidas al peso y presión lateral del suelo y del agua presente
en el suelo
P = Cargas, fuerzas y efectos de las cargas debidas al estancamiento
T = Fuerzas y efectos autodeformantes que surgen de la contracción o
expansión provocada por los cambios de temperatura, retracción,
cambios de humedad, fluencia lenta de los materiales componentes,
movimientos provocado por asentamientos diferenciales, o
combinaciones de los mismos
W = Carga de viento
A4.2 Estancamiento
A menos que la superficie de una cubierta tenga una pendiente hacia puntos de
libre drenaje o hacia desagües individuales suficiente para impedir la acumulación
del agua de lluvia, se debe efectuar un análisis racional del sistema de cubierta para
garantizar su estabilidad bajo condiciones de estancamiento.
A5
Diseño por tensiones admisibles
A5.1 Fundamentos del diseño
El diseño conforme a esta Sección de la Especificación se debe efectuar en base
a los principios del Diseño por Tensiones Admisibles (ASD). Se deben aplicar
todos los requisitos de esta Especificación, excepto los contenidos en la Sección
A6.
A5.1.1 Requisitos de resistencia para ASD
Un diseño satisface los requisitos de esta Especificación cuando la resistencia
de cálculo admisible de cada uno de los componentes estructurales es mayor o
igual que la resistencia requerida, determinada en base a las cargas nominales,
para todas las combinaciones de cargas aplicables.
El diseño se debe efectuar de acuerdo con la Ecuación (A5.1.1-1):
R ≤ Rn / Ω
(Ec. A5.1.1-1)
donde
R = Resistencia requerida
31
32
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Rn = Resistencia nominal especificada en los Capítulos B a E
Ω = Factores de seguridad especificados en los Capítulos B a E
Rn/Ω = Resistencia de cálculo admisible
A5.1.2 Combinaciones de cargas*
En ausencia de un código o especificación aplicable, o si el código o
especificación aplicable no incluye combinaciones de cargas para ASD, la
estructura y sus componentes se deben diseñar de manera que las resistencias de
cálculo admisibles sean mayores o iguales que los efectos de las cargas
nominales para cada una de las siguientes combinaciones de cargas:
1.
2.
3.
4.
D
D + L + (Lr o S o Rr)
D + (W o E)
D + L + (Lr o S o Rr) + (W o E)
A5.1.3 Cargas de viento o cargas sísmicas
Cuando las combinaciones de cargas especificadas en el código o
especificación aplicable o en la Sección A5.1.2 incluyen cargas de viento o
cargas sísmicas, estará permitido multiplicar las fuerzas resultantes por 0,75.
Además, cuando el modelo de cargas sísmicas especificado en el código o
especificación aplicable es en base a estados límites, estará permitido multiplicar
la carga sísmica resultante (E) por 0,67.
Excepción:
No se permite ninguna reducción de las fuerzas cuando se evalúan
diafragmas aplicando los requisitos de la Sección D5.
A5.1.4 Otras cargas
Cuando sean significativos se deberán considerar los efectos estructurales de
F, H, P y T.
A6
Diseño por factores de carga y resistencia
A6.1 Fundamentos del diseño
Los diseños conformes a esta Sección de la Especificación se deben efectuar en
base a los principios del Diseño por Factores de Carga y Resistencia (LRFD). Se
deben aplicar todos los requisitos de esta Especificación, excepto los contenidos en
la Sección A5.
A6.1.1 Requisitos de resistencia para LRFD
*
Para la construcción de losas y cubiertas, en la Sección A5.1.2 del Comentario se incluyen referencias a combinaciones de
cargas recomendadas para cargas permanentes, peso del hormigón y cargas de construcción incluyendo equipos, obreros y
encofrados.
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Un diseño satisface los requisitos de esta Especificación cuando la resistencia
de cálculo de cada uno de los componentes estructurales es mayor o igual que la
resistencia requerida determinada en base a las cargas nominales, multiplicadas
por los factores de carga correspondientes, para todas las combinaciones de
cargas aplicables.
El diseño se debe efectuar de acuerdo con la Ecuación (A6.1.1-1):
R u ≤ φR n
(Ec. A6.1.1-1)
donde
Ru = Resistencia requerida
Rn = Resistencia nominal especificada en los Capítulos B a E
φ = Factor de resistencia especificado en los Capítulos B a E
φRn = Resistencia de cálculo
A6.1.2 Factores de carga y combinaciones de cargas*
En ausencia de un código o especificación aplicable, o si el código o
especificación aplicable no incluye combinaciones de cargas y factores de carga
para LRFD, la estructura y sus componentes se deben diseñar de manera que las
resistencias de cálculo sean mayores o iguales que los efectos de las cargas
nominales factoreadas para cada una de las siguientes combinaciones de cargas:
1.
2.
3.
4.
5.
6.
1,4 D + L
1,2 D + 1,6 L + 0,5 (Lr o S o Rr)
1,2 D + 1,6 (Lr o S o Rr) + (0,5 L ó 0,8 W)
1,2 D + 1,3 W + 0,5 L + 0,5 (Lr o S o Rr)
1,2 D + 1,5 E + 0,5 L + 0,2 S
0,9 D - (1,3 W ó 1,5 E)
Excepciones:
1. En las combinaciones (5) y (6) el factor de carga correspondiente a E es igual
a 1,0 cuando el modelo de cargas sísmicas especificado por el código o
especificación aplicable se basa en estados límites.
2. En las combinaciones (3), (4) y (5) el factor de carga correspondiente a L es
igual a 1,0 en el caso de cocheras para estacionamiento de vehículos, áreas
ocupadas como lugares de asamblea pública y todas las áreas en las cuales la
sobrecarga es superior a 100 psf.
3. Para el caso de viento sobre correas, cintas, paneles de tabiques y tableros de
cubiertas, multiplicar el factor de carga correspondiente a W por 0,9.
4. En la combinación (3) el factor de carga correspondiente a Lr es igual a 1,4
en vez de 1,6 cuando la sobrecarga de cubierta se debe a la presencia de
trabajadores y materiales durante las tareas de reparación.
A6.1.3 Otras cargas
Cuando sean significativos, los efectos estructurales de F, H, P o T se
deberán considerar en el diseño utilizando las siguientes cargas factoreadas:
1,3F; 1,6H; 1,2P y 1,2T.
*
Para la construcción losas y cubiertas, en la Sección A5.1.2 del Comentario se incluyen referencias a combinaciones de
cargas recomendadas para cargas permanentes, peso del hormigón y cargas de construcción incluyendo equipos, obreros y
encofrados.
33
34
A7
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Límite de fluencia e incremento de la resistencia debido a la
conformación en frío
A7.1 Límite de fluencia
El límite de fluencia utilizado para en el diseño, Fy, no debe ser mayor que el
límite de fluencia mínimo especificado de los aceros según lo listado en las
Secciones A3.1 ó A3.3.2, según lo establecido de acuerdo con el Capítulo F, o
según el incremento debido a la conformación en frío descripto en la Sección A7.2.
A7.2 Incremento de la resistencia debido a la conformación en frío
Estará permitido incrementar la resistencia debido a la conformación en frío
sustituyendo Fya por Fy, siendo Fya el límite de fluencia promedio de la sección
completa. Este incremento se debe limitar a las Secciones C2, C3.1 (excluyendo la
Sección C3.1.1(b)), C5, C5, C6 y D4. Las limitaciones y métodos para determinar
Fya son los siguientes:
(a) Para los miembros solicitados a compresión axial y miembros solicitados a
flexión cuyas dimensiones son tales que la magnitud ρ para capacidad de carga
es igual a la unidad según lo determinado de acuerdo con la Sección B2 para
cada uno de los elementos componentes de la sección, la tensión de fluencia de
cálculo, Fya, del acero se debe determinar en base a uno de los métodos
siguientes:
(1) ensayos de tracción de sección completa [ver párrafo (a) de la Sección
F3.1]
(2) ensayos de columnas cortas [ver párrafo (b) de la Sección F3.1]
(3) cálculo de la siguiente manera:
Fya = CFyc + (1 − C ) Fyf
(Ec. A7.2-1)
donde
Fya = Límite de fluencia promedio del acero en la sección completa de los
miembros comprimidos o secciones completas de las alas de los
miembros flexados
C = Para los miembros comprimidos, relación entre la superficie total de la
sección transversal en las esquinas y la superficie total de la sección
transversal completa; para miembros flexados, relación entre la
superficie total de la sección transversal en las esquinas del ala
determinantes y la superficie total de la sección transversal completa del
ala determinante.
Fyf = Promedio ponderado del límite de fluencia a tracción de las porciones
planas establecido de acuerdo con la Sección F3.2 o límite de fluencia
del acero virgen si no se efectúan ensayos
Fyc = Bc Fyv /(R / t) m , límite de fluencia a tracción de las esquinas. Esta (Ec. A7.2.-2)
ecuación es aplicable sólo cuando Fuv / Fyv ≥ 1, 2, R / t ≤ 7 , y el ángulo
comprendido es ≤ 120°
Bc = 3,69 ( Fuv / Fyv ) − 0,819 ( Fuv / Fyv ) − 1,79
2
m = 0,192 ( Fuv / Fyv ) − 0,068
R = Radio interno de plegado
(Ec. A7.2-3)
(Ec. A7.2-4)
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Fyv = Límite de fluencia a tracción del acero virgen* especificado por la
Sección A3 o establecido de acuerdo con la Sección F3.3.
Fuv = Resistencia última a la tracción del acero virgen* especificada por la
Sección A3 o establecida de acuerdo con la Sección F3.3.
(b) Para miembros sometidos a carga de tracción axial el límite de fluencia del
acero se debe determinar ya sea por el método (1) o por el método (3)
prescriptos en el párrafo (a) de esta Sección.
(c) El efecto que provocan las soldaduras sobre las propiedades mecánicas de un
miembro se debe determinar en base a ensayos de probetas de sección
completa que posean soldaduras como las que utilizará el fabricante. Si estos
miembros se utilizarán estructuralmente se deberá tomar en cuenta cualquier
corrección que fuera necesaria.
A8
Serviciabilidad
Las estructuras se deben diseñar de manera que satisfagan las funciones requeridas
durante su vida útil esperada. Los límites de serviciabilidad se deben seleccionar en
base a la función que cumplirá la estructura, y se deben evaluar utilizando cargas y
combinaciones de cargas realistas.
A9
Documentos de referencia
En esta Especificación se hace referencia a los siguientes documentos:
1. American Society of Civil Engineers, ASCE 7-95, “Minimum Design Loads in
Buildings and Other Structures,” American Society of Civil Engineers (ASCE),
1801 Alexander Bell Drive, Reston VA, 20191
2. American Institute of Steel Construction, “Specification for Structural Steel
Buildings, Allowable Stress Design and Plastic Design,” American Institute of
Steel Construction (AISC), One East Wacker Drive, Suite 3100, Chicago, Illinois
60601-2001, Junio 1, 1989
3. American Institute of Steel Construction, “Load and Resistance Factor Design
Specification for Structural Steel Buildings”, American Institute of Steel
Construction (AISC), One East Wacker Drive, Suite 3100, Chicago, Illinois
60601-2001, Diciembre 1, 1993
4. American Welding Society, AWS Dl.3-89, “Structural Welding Code – Sheet
Steel,” American Welding Society (AWS), 550 N.W. LeJeune Road, Miami,
Florida 33135
5. American Welding Society, AWS C1.1-66, “Recommended Practices for
Resistance Welding,” American Welding Society (AWS), 550 N.W. LeJeune
Road, Miami, Florida 33135
6. American Welding Society, AWS C1.3-70 (Reaffirmed 1987), “Recommended
Practices for Resistance Welding Coated Low Carbon Steels,” American Welding
Society (AWS), 550 N.W. LeJeune Road, Miami, Florida 33135
*
Acero virgen se refiere a la condición del acero (es decir, en bobinas o recto) antes de la operación de conformado en frío.
35
36
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
7. American Society for Testing and Materials (ASTM), 100 Barr Harbor Drive,
West Conshohocken, Pennsylvania 19428-2959: ASTM A36/A36M – 94, Carbon
Structural Steel
ASTM A36/A36M-94, Carbon Structural Steel
ASTM A194/A194M-95, Carbon and Alloy Steel Nuts for Bolts for High-Pressure
and High Temperature Service
ASTM A242/A242M-93a, High-Strength Low-Alloy Structural Steel
ASTM A283/A283M-93a, Low and Intermediate Tensile Strength Carbon Steel
Plates
ASTM A307-94a, Carbon Steel Bolts and Studs, 60,000 PSI Tensile Strength
ASTM A325-94, Structural Bolts, Steel, Heat Treated, 120/105 ksi Minimum
Tensile Strength
ASTM A325M-93, High Strength Bolts for Structural Steel Joints [Metric]
ASTM A354-95, Quenched and Tempered Alloy Steel Bolts, Studs, and Other
Externally Threaded Fasteners
ASTM A370-95, Standard Test Methods and Definitions for Mechanical Testing
of Steel Products
ASTM A449-93, Quenched and Tempered Steel Bolts and Studs
ASTM A490-93, Heat-Treated Steel Structural Bolts, 150ksi Minimum Tensile
Strength
ASTM A490M-93, High Strength Steel Bolts, Classes 10.9 and 10.9,3, for
Structural Steel Joints [Metric]
ASTM A500-93, Cold-Formed Welded and Seamless Carbon Steel Structural
Tubing in Rounds and Shapes
ASTM A529/A529M-94, High-Strength Carbon-Manganese Steel of Structural
Quality
ASTM A563-94, Carbon and Alloy Steel Nuts
ASTM A563M-94, Carbon and Alloy Steel Nuts [Metric]
ASTM A570/A570M-95, Steel, Sheet and Strip, Carbon, Hot-Rolled, Structural
Quality
ASTM A572/A572M-94c, High-Strength Low-Alloy Columbium-Vanadium
Structural Steel
ASTM A588/A588M-94, High-Strength Low-Alloy Structural Steel with 50 ksi
(345MPa) Minimum Yield Point to 4 in. (100 mm) Thick
ASTM A606-91a, Steel, Sheet and Strip, High-Strength, Low-Alloy, Hot-Rolled
and Cold-Rolled, with Improved Atmospheric Corrosion Resistance
ASTM A607-92a, Steel, Sheet and Strip, High-Strength, Low-Alloy, Columbium
or Vanadium, or Both, Hot-Rolled and Cold-Rolled
ASTM A611-94, Steel, Sheet, Carbon, Cold-Rolled, Structural Quality ASTM
A653/A653M-95, Steel Sheet, Zinc-Coated (Galvanized) or Zinc-Iron AlloyCoated (Galvanealed) by the Hot-Dip Process
ASTM A715-92a, Steel Sheet and Strip, High-Strength, Low-Alloy, Hot-Rolled,
and Steel Sheet, Cold-Rolled, High-Strength, Low-Alloy, with Improved
Formability
ASTM A792/A792M-95, Steel Sheet, 55% Aluminum- Zinc Alloy-Coated by the
Hot-Dip Process
ASTM F436-93, Hardened Steel Washers
ASTM F436M-93, Hardened Steel Washers [Metric]
ASTM F844-90, Washers, Steel, Plain (Flat), Unhardened for General Use
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
ASTM F959-95, Compressible Washer-Type Direct Tension Indicators for Use
with Structural Fasteners
ASTM F959M-95, Compressible Washer-Type Direct Tension Indicators for Use
with Structural Fasteners [Metric]
37
38
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
B.
ELEMENTOS
B1
Limitaciones y consideraciones sobre las dimensiones
B1.1 Consideraciones sobre la relación entre el ancho plano de las
alas y su espesor
(a) Máximas relaciones entre el ancho plano y el espesor
Las máximas relaciones entre el ancho plano y el espesor, w/t, despreciando los
rigidizadores intermedios y considerando t como el espesor real del elemento,
deben ser las siguientes:
(1) Elemento comprimido rigidizado que posee un borde longitudinal
conectado a un alma o ala, el otro rigidizado por:
Labio rigidizador simple
60
Cualquier otro tipo de rigidizador
en el cual Is ≥ Ia y D/w ≤ 0,8
de acuerdo con la Sección B4.2
90
(2) Elemento comprimido rigidizado
con ambos bordes longitudinales
conectados a otros elementos rigidizados
500
(3) Elemento comprimido no rigidizado
y elementos con un rigidizador de
borde en el cual Is < Ia y D/w ≤ 0,8
de acuerdo con la Sección B4.2
60
Nota:
Es probable que los elementos comprimidos no rigidizados que poseen
relaciones w/t superiores a aproximadamente 30 y los elementos
comprimidos rigidizados que poseen relaciones w/t superiores a
aproximadamente 250 desarrollen una deformación considerable en la
resistencia de cálculo total, sin que esto afecte la capacidad del miembro
de desarrollar la resistencia requerida.
Los elementos rigidizados que poseen relaciones w/t mayores que 500 se
pueden utilizar para soportar las cargas requeridas con una resistencia de
cálculo adecuada. Sin embargo, las importantes deformaciones de estos
elementos generalmente invalidan las ecuaciones de cálculo de esta
Especificación.
(b) Desplazamiento vertical de las alas
Cuando el ala de un miembro flexado es inusualmente ancha y se desea limitar
la máxima cantidad de desplazamiento vertical o movimiento del ala hacia el
eje neutro, se aplica la siguiente ecuación para alas comprimidas y
traccionadas, ya sea rigidizadas o no rigidizadas:
w f = 0,061tdE / f av 4 (100cf / d)
(Ec. B1.1-1)
39
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
donde
wf = Ancho del ala que se proyecta más allá del alma;
o la mitad de la distancia entre las almas de vigas cajón o secciones
en U
t = Espesor del ala
d = Profundidad de la viga
cf = Cantidad de desplazamiento vertical*
fav = Tensión media calculada en el ancho total, no reducido, del ala
(Cuando los miembros se diseñan utilizando el procedimiento del
ancho efectivo de cálculo, la tensión media es igual a la tensión
máxima multiplicada por la relación entre el ancho efectivo de
cálculo y el ancho real.)
(c) Tramos cortos que soportan cargas concentradas
Cuando la viga tiene una longitud de menos de 30wf (donde wf corresponde a
lo definido a continuación) y soporta una carga concentrada, o varias cargas
separadas más de 2wf, el ancho efectivo de cálculo de cualquier ala, ya sea
traccionada o comprimida, se debe limitar a los siguientes valores:
TABLA B.1.1(c)
ALAS CORTAS Y ANCHAS
MÁXIMA RELACIÓN ADMISIBLE ENTRE ANCHO EFECTIVO DE CÁLCULO Y ANCHO REAL
L/wf
Relación
L/wf
Relación
30
25
20
18
16
1,00
0,96
0,91
0,89
0,86
14
12
10
8
6
0,82
0,78
0,73
0,67
0,55
donde
L = Longitud total para las vigas simples; o distancia entre puntos de
inflexión para las vigas continuas; o el doble de la longitud para las
vigas en voladizo.
wf = Ancho de la proyección del ala más allá del alma para las vigas
doble T y secciones similares; o la mitad de la distancia entre las
almas en el caso de vigas cajón o secciones en U.
Para las alas de vigas doble T y secciones similares rigidizadas en
sus bordes exteriores mediante labios rigidizadores, wf se debe tomar
como la suma de la proyección del ala más allá del alma más la
profundidad del labio.
B1.2 Máxima relación entre la profundidad del alma y su espesor
La relación h/t de las almas de los miembros flexados no debe ser mayor que los
siguientes límites:
*
La cantidad de desplazamiento vertical de las alas que se puede tolerar varía para los diferentes tipos de sección y este valor
debe ser establecido por el diseñador.
40
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
(a) Para almas no reforzadas: (h/t)max = 200
(b) Para almas con rigidizadores transversales que satisfacen los requisitos
de la Sección B6.1:
(1) Cuando sólo se utilizan rigidizadores de apoyo, (h/t)max = 260
(2) Cuando se utilizan rigidizadores de apoyo y rigidizadores
intermedios, (h/t)max = 300
siendo
h = Profundidad de la porción plana del alma medida sobre el plano del alma
t = Espesor del alma
Si un alma está compuesta por dos o más planchas, la relación h/t se debe
calcular para las planchas individuales.
B2
Anchos efectivos de los elementos rigidizados
B2.1 Elementos rigidizados uniformemente comprimidos
(a) Determinación de la capacidad de carga
El ancho efectivo, b, se debe determinar utilizando las siguientes ecuaciones:
b = w cuando λ ≤ 0,673
b = ρw cuando λ > 0,673
donde
w = Ancho plano como se ilustra en la Figura B2.1-1
ρ = (1 − 0, 22 / λ ) / λ
λ es un factor de esbeltez que se determina de la siguiente manera:
1,052  w  f
λ=
 
k  t  E
donde
t = Espesor de los elementos rigidizados uniformemente comprimidos
f es de la siguiente manera:
Para los miembros flexados:
(1) Si se utiliza el Procedimiento I de la Sección C3.1.1:
Cuando en el elemento considerado la fluencia inicial es en
compresión, f = Fy.
Cuando la fluencia inicial es en tracción, la tensión de compresión, f,
en el elemento considerado se debe determinar en base a la sección
efectiva en My (momento que provoca la fluencia inicial)
(2) Si se utiliza el procedimiento II de la Sección C3.1.1, f es la tensión en el
elemento considerado en Mn determinada en base a la sección efectiva.
(3) Si se utiliza la Sección C3.1.2, f es la tensión Mc/Sf de acuerdo con lo
descripto en dicha Sección al determinar Sc
En el caso de los miembros comprimidos, f se toma igual a Fn de acuerdo con
lo determinado en las Secciones C4 o D4.1 según sea aplicable.
E = Módulo de elasticidad longitudinal
(Ec. B2.1-1)
(Ec. B2.1-2)
(Ec. B2.1-3)
(Ec. B2.1-4)
41
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
k = Coeficiente de pandeo de placas
= 4 para elementos rigidizados apoyados sobre un alma en cada borde
longitudinal.
En las secciones aplicables se dan valores para diferentes tipos de
elementos.
(b) Determinación de la deflexión
El ancho efectivo, bd, utilizado para calcular la deflexión se debe determinar
utilizando las siguientes ecuaciones:
b d = w cuando λ ≤ 0,673
b d = ρw cuando λ > 0,673
donde
w = Ancho plano
ρ = Factor de reducción determinado por uno de los dos procedimientos
siguientes:
(Ec. B2.1-5)
(Ec. B2.1-6)
(1) Procedimiento I.
Se puede obtener una estimación baja del ancho efectivo utilizando las
Ecuaciones B2.1-3 y B2.1-4 excepto que fd se sustituye por f, siendo
fd la tensión de compresión calculada en el elemento considerado.
(2) Procedimiento II.
Para los elementos rigidizados soportados por un alma en cada borde
longitudinal, se puede obtener una mejor estimación del ancho
efectivo calculando ρ de la siguiente manera:
ρ = 1 cuando λ ≤ 0,673
(Ec. B2.1-7)
ρ = (1,358 − 0, 461/ λ ) / λ cuando 0,673 < λ < λ c
(Ec. B2.1-8)
ρ = 0, 41 − 0,59 Fy / f d − 0, 22 / λ / λ cuando λ ≥ λ c
(Ec. B2.1-9)
(
)
en ningún caso ρ debe ser mayor que 1,0.
donde
λ c = 0, 256 + 0,328 ( w / t ) Fy / E
(Ec. B2.1-10)
y λ corresponde a lo definido por la Ec. B2.1-4, excepto que fd se
sustituye por f.
f
w
Elemento real
b/2
b/2
Elemento efectivo, b, y tensión, f,
sobre los elementos efectivos
Figura B2.1 Elementos rigidizados
42
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
B2.2 Elementos rigidizados uniformemente comprimidos con
perforaciones circulares
(a) Determinación de la capacidad de carga
El ancho efectivo, b, se debe determinar de la siguiente manera:
d
w
para 0,50 ≥ h ≥ 0, y ≤ 70 y
w
t
la distancia entre los centros de las perforaciones ≥ 0,50w y ≥3dh,
b = w − d h cuando λ ≤ 0,673
 ( 0, 22 ) ( 0,8d h ) 
−
w 1 −

λ
w 

b=
λ
cuando λ > 0,673
(Ec. B2.2-1)
(Ec. B2.2-2)
b no debe ser mayor que w - dh
donde
w = Ancho plano
dh = Diámetro de las perforaciones
λ corresponde a lo definido en la Sección B2.1.
(b) Determinación de la deflexión
El ancho efectivo, bd, utilizado para calcular la deflexión debe ser igual a b
determinado de acuerdo con el Procedimiento I de la Sección B2.1b, excepto
que fd se sustituye por f, siendo fd la tensión de compresión calculada en el
elemento considerado.
B2.3 Almas y elementos rigidizados con gradiente de tensiones
(a) Determinación de la capacidad de carga
Los anchos efectivos, b1 y b2, como se ilustra en la Figura B2.3-1, se deben
determinar utilizando las siguientes ecuaciones:
b1 = b e / ( 3 − ψ )
Para ψ ≤ −0, 236
b 2 = be / 2
b1 + b2 no debe ser mayor que la porción comprimida del alma calculada
en base a la sección efectiva
Para ψ > −0, 236
b 2 = be − b1
donde
be = Ancho efectivo b determinado de acuerdo con la Sección B2.1
sustituyendo f1 por f y determinando k de la siguiente manera:
(Ec. B2.3-1)
(Ec. B2.3-2)
(Ec. B2.3-3)
k = 4 + 2 (1 − ψ ) + 2 (1 − ψ )
(Ec. B2.3-4)
ψ = f 2 / f1
f1, f2 = Tensiones ilustradas en la Figura B2.3-1 calculadas en base a la
sección efectiva.
f1 es compresión (+) y f2 puede ser tracción (-) o compresión (+). En caso
que tanto f1 como f2 sean compresión, f1 ≥ f2.
(Ec. B2.3-5)
3
43
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
(b) Determinación de la deflexión
Los anchos efectivos utilizados para calcular las deflexiones se deben
determinar de acuerdo con la Sección B2.3a, excepto que fd1 y fd2 se sustituyen
por f1 y f2, siendo fd1 y fd2 las tensiones calculadas f1 y f2 como se muestra en la
Figura B2.3-1 basadas en la sección efectiva a la carga para la cual se
determinan las deflexiones.
w
Elemento real
f (compresión)
1
f (compresión)
1
b
b
f
2
(tracción)
1
b
1
2
f
2
b
(compresión)
2
Elemento efectivo y tensión
sobre los elementos efectivos
Figura B2.3-1 Elementos rigidizados con gradiente de tensiones
Tensión f
w
b
Elemento real
Figura B3.1-1
Elemento efectivo y tensión
sobre los elementos efectivos
Elemento no rigidizado con compresión uniforme
44
B3
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Anchos efectivos de los elementos no rigidizados
B3.1 Elementos no rigidizados uniformemente comprimidos
(a) Determinación de la capacidad de carga
El ancho efectivo, b, se debe determinar de acuerdo con la Sección B2.1a,
excepto que k se debe tomar igual a 0,43 y w como se define en la Figura B3.11.
(b) Determinación de la deflexión
El ancho efectivo, bd, utilizado para calcular la deflexión se debe determinar de
acuerdo con el Procedimiento I de la Sección B2.1b, excepto que fd se sustituye
por f y k = 0,43.
B3.2 Elementos no rigidizados y rigidizadores de borde con gradiente
de tensiones
(a) Determinación de la capacidad de carga
El ancho efectivo, b, se debe determinar de acuerdo con la Sección B2.1a con f
= f3 como en la Figura B4-2 en el elemento y k = 0,43.
(b) Determinación de la deflexión
El ancho efectivo, bd, usada para calcular la deflexión se debe determinar de
acuerdo con el Procedimiento I de la Sección B2.1b, excepto que fd3 se
sustituye por f y k = 0,43, siendo fd3 la tensión calculada f3 como se muestra en
la Figura B4-2. Los cálculos se basan en la sección efectiva a la carga para la
cual se determinan las deflexiones.
B4
Anchos efectivos de los elementos con un rigidizador intermedio o
un rigidizador de borde
En esta sección se utiliza la siguiente notación
S
= 1,28 E / f
k
= Coeficiente de pandeo
bo
= Dimensión definida en la Figura B4-1
d, w, D = Dimensiones definidas en la Figura B4-2
= Ancho efectivo reducido del rigidizador de acuerdo con lo especificado en
ds
esta sección. ds, calculado de acuerdo con la Sección B4.2, se debe utilizar
para calcular las propiedades de la sección efectiva total (ver Figura B4-2)
= Ancho efectivo del rigidizador calculado de acuerdo con la Sección B3.1
d´s
(ver Figura B4-2)
C1, C2 = Coeficientes definidos en la Figura B4-2
= Superficie reducida del rigidizador de acuerdo con los especificado en esta
As
sección. As se debe utilizar para calcular las propiedades de la sección
efectiva total. Se debe considerar que el baricentro del rigidizador está
ubicado en el baricentro de la superficie total del rigidizador.
= Momento de inercia adecuado del rigidizador, de manera que cada
Ia
elemento componente se comporte como un elemento rigidizado.
Is, A´s = Momento de inercia de la sección total del rigidizador respecto a su propio
eje baricéntrico paralelo al elemento a rigidizar, y superficie efectiva del
rigidizador, respectivamente. Para los rigidizadores de borde, la esquina
redondeada entre el rigidizador y el elemento a rigidizar no se debe
(Ec. B4-1)
45
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
considerar parte del rigidizador.
Para el rigidizador ilustrado en la Figura B4-2:
Is = ( d 3 t sin 2 θ ) /12
(Ec. B4-2)
(Ec. B4-3)
A 's = d 's t
B4.1 Elementos uniformemente comprimidos con un rigidizador intermedio
(a) Determinación de la resistencia
Caso I:
Para bo/t ≤ S
Ia = 0 (no es necesario ningún rigidizador intermedio)
b =w
As = A´s
Caso II:
Para S < bo/t < 3S
Ia / t 4 = 50 ( b o / t ) / S − 50
(Ec. B4.1-1)
(Ec. B4.1-2)
(Ec. B4.1-3)
b y As se calculan de acuerdo con la Sección B2.1a donde
k = 3 ( Is / Ia )
1/ 2
Caso III:
+1≤ 4
(Ec. B4.1-4)
A s = A 's ( Is / Ia ) ≤ A 's
(Ec. B4.1-5)
Para bo/t ≥ 3S
Ia / t 4 = 128 ( b o / t ) / S − 285
(Ec. B4.1-6)
b y As se calculan de acuerdo con la Sección B2.1a donde
k = 3 ( Is / Ia )
1/ 3
+1≤ 4
(Ec. B4.1-7)
A s = A 's ( Is / Ia ) ≤ A 's
(Ec. B4.1-8)
(b) Determinación de la deflexión
El ancho efectivo, bd, utilizado para calcular la deflexión se debe determinar
como en la Sección B4.1a, excepto que fd se sustituye por f.
Tensión f
bo
w
b/2
b/2
b/2
Elementos efectivos y tensión
sobre los elementos efectivos
Elementos reales
Sección del rigidizador
Figura B4-1 Elementos con rigidizador intermedio
b/2
46
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
B4.2 Elementos uniformemente comprimidos con un rigidizador de borde
(a) Determinación de la resistencia
Caso I: Para w/t ≤ S/3
Ia = 0 (no se requiere rigidizador de borde)
b =w
ds = d's para labio rigidizador simple
As = A's para rigidizadores de otras formas
Caso II: Para S/3 < w/t < S
{
}
3
Ia / t 4 = 399 ( w / t ) / S − k u / 4
n = 1/2
C 2 = Is / I a ≤ 1
C1 = 2 − C2
b se debe calcular de acuerdo con la Sección B2.1 donde
k = C n2 ( k a − k u ) + k u
ku = 0,43
Para labio rigidizador simple con 140°≥ θ ≥ 40°
y D/w ≤ 0,8 siendo θ como se muestra en la Fig. B-4.2:
k a = 5, 25 − 5 ( D / w ) ≤ 4,0
d s = C 2 d 's
Para rigidizadores de otras formas:
ka = 4,0
A s = C 2 A 's
Caso III: Para w/t ≥ S
Ia / t 4 = 115 ( w / t ) / S + 5
(Ec. B4.2-1)
(Ec. B4.2-2)
(Ec. B4.2-3)
(Ec. B4.2-4)
(Ec. B4.2-5)
(Ec. B4.2-6)
(Ec. B4.2-7)
(Ec. B4.2-8)
(Ec. B4.2-9)
(Ec. B4.2-10)
(Ec. B4.2-11)
C1, C2, b, k, ds, As se calculan de acuerdo con el Caso II con n = 1/3.
(b) Determinación de la deflexión
El ancho efectivo, bd, utilizado para calcular la deflexión se debe determinar
como en la Sección B4.2a, excepto que fd se sustituye por f.
B5
Anchos efectivos de elementos rigidizados en sus bordes con
rigidizadores intermedios o elementos rigidizados con más de un
rigidizador intermedio
Para determinar el ancho efectivo se debe despreciar el rigidizador intermedio de un
elemento rigidizado en sus bordes o los rigidizadores de un elemento rigidizado con
más de un rigidizador, a menos que cada rigidizador intermedio tenga el Is mínimo
siguiente:
I min / t 4 = 3,66
( w / t ) − ( 0,136E ) / Fy
2
≥ 18, 4
donde
w/t = Relación ancho-espesor del subelemento rigidizado de mayor tamaño
Is = Momento de inercia de todo el rigidizador respecto a su propio eje
baricéntrico paralelo al elemento a rigidizar
(Ec. B5-1)
47
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
w
D
θ
ds
d's d
D, d = Dimensiones reales del rigidizador
d's , ds = Dimensiones efectivas del rigidizador
utilizadas para calcular las propiedades
de la sección
Tensión f para el ala
Tensión f3 para el labio
C1 b
2
C2 b
2
Elemento efectivo y tensión sobre el elemento efectivo y rigidizador
Figura B4-2 Elementos con rigidizador de borde
(a) Si la separación de los rigidizadores intermedios entre dos almas es tal que para
el subelemento entre rigidizadores b < w según se determina en la Sección
B2.1, sólo dos rigidizadores intermedios se considerarán efectivos (aquellos
más próximos a cada una de las almas).
(b) Si la separación de los rigidizadores intermedios entre un alma y un rigidizador
de borde es tal que para el subelemento entre rigidizadores b < w como se
determina en la Sección B2.1, sólo un rigidizador intermedio se considerará
efectivo (el más próximo al alma).
(c) Si los rigidizadores intermedios están tan próximos uno de otro que para los
elementos entre rigidizadores b = w según se determina en la Sección B2.1,
todos los rigidizadores se pueden considerar efectivos. Al calcular la relación
entre el ancho plano y el espesor de todo el elemento con rigidización múltiple,
dicho elemento se debe considerar reemplazado por un "elemento equivalente"
sin rigidizadores intermedios cuyo ancho, bo, es el ancho total entre las almas o
entre el alma y el rigidizador de borde, y cuyo espesor equivalente, ts, se
determina de la siguiente manera:
t s = 3 12Isf / bo
donde
Isf = Momento de inercia de la totalidad de la superficie del elemento con
rigidización múltiple, incluyendo los rigidizadores intermedios, respecto a su
(Ec. B5-2)
48
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
propio eje baricéntrico. El momento de inercia de la totalidad de la sección se
debe calcular suponiendo que el "elemento equivalente" está ubicado en el eje
baricéntrico del elemento con rigidización múltiple, incluyendo el rigidizador
intermedio. Para calcular el módulo resistente de la sección se debe utilizar la
distancia real a la fibra extrema.
(d) Si w/t > 60, el ancho efectivo, be, del subelemento o elemento se debe
determinar mediante la siguiente ecuación:
be b
w

= − 0,10  − 60 
t
t
t

donde
w/t = relación entre el ancho plano y el espesor del subelemento o
elemento
b = ancho efectivo de cálculo determinado de acuerdo con los
requisitos de la Sección B2.1
be = ancho efectivo de cálculo del subelemento o elemento a utilizar
en los cálculos
Para calcular las propiedades estructurales efectivas de un miembro con
subelementos o elementos comprimidos o elementos sujetos a la anterior reducción
del ancho efectivo, la sección de los rigidizadores (rigidizador de borde o
rigidizadores intermedios) se debe considerar reducida a una superficie efectiva de
la siguiente manera:
Para 60 < w/t < 90:
A ef = αA st
donde
α = ( 3 − 2b e / w ) −
(Ec. B5-4)
1  be   w 
1−
30  w   t 
Para w/t ≥ 90:
A ef = ( b e / w ) A st
En las expresiones anteriores, Aef y Ast se refieren solamente a la sección del
rigidizador, excluyendo cualquier porción de los elementos adyacentes.
El baricentro del rigidizador se debe considerar ubicado en el baricentro de la
totalidad de la superficie del rigidizador, y el momento de inercia del rigidizador
respecto a su propio eje baricéntrico será el correspondiente a la sección total del
rigidizador.
B6
(Ec. B5-3)
Rigidizadores
B6.1 Rigidizadores transversales
Los rigidizadores transversales unidos a las almas de las vigas en los puntos de
aplicación de cargas concentradas o reacciones se deben diseñar como miembros
comprimidos. Las cargas concentradas o reacciones se deben aplicar directamente
sobre los rigidizadores, o bien cada rigidizador se deberá ajustar con precisión a la
porción plana del ala para proporcionar un apoyo directo hacia el extremo del
rigidizador. Se deben proveer medios para transferir el corte entre el rigidizador y el
alma de acuerdo con el Capítulo E. Para las cargas concentradas o reacciones la
resistencia nominal es igual a Pn, siendo Pn el valor menor obtenido de (a) y (b):
(Ec. B5-5)
(Ec. B5-6)
49
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
(a) Pn = Fwy A c
(Ec. B6.1-1)
(b) Pn = Resistencia axial nominal evaluada de acuerdo con la Sección C4(a),
reemplazando Ae por Ab
Ωc = 2,00 (ASD)
φc = 0,85 (LRFD)
donde
A c = 18t 2 + A s , para rigidizadores transversales en apoyos interiores y bajo (Ec. B6.1-2)
cargas concentradas
A c = 10t 2 + A s , para rigidizadores transversales en apoyos extremos
(Ec. B6.1-3)
Fwy = Menor valor de Fy para el alma de la viga, o Fys para la sección del
rigidizador
A b = b1 t + A s , para rigidizadores transversales en apoyos interiores y bajo (Ec. B6.1-4)
cargas concentradas
A b = A b = b 2 t + A s , para rigidizadores transversales en apoyos extremos
(Ec. B6.1-5)
As = Sección transversal de los rigidizadores transversales
b1 = 25t  0,0024 ( Lst / t ) + 0,72  ≤ 25t


b2 = 12t  0,0044 ( Lst / t ) + 0,83 ≤ 12t
(Ec. B6.1-6)
(Ec. B6.1-7)
Lst = Longitud del rigidizador transversal
t = Espesor base del alma de la viga
La relación w/ts de los elementos rigidizados y no rigidizados de los
rigidizadores transversales de acero conformado en frío no debe ser mayor que
1,28 E / Fys y 0,37 E / Fys , respectivamente, siendo Fys la tensión de fluencia y ts
el espesor del acero del rigidizador.
B6.2 Rigidizadores de corte
Cuando se requieran rigidizadores de corte, su separación se debe basar en la
resistencia nominal al corte, Vn, permitida por la Sección C3.2, y la relación a/h no
debe ser mayor que [260/(h/t)]2 ó 3,0.
El momento de inercia real, Is, de un par de rigidizadores de corte unidos, o de
un único rigidizador de corte, con respecto a un eje en el plano del alma, debe tener
un valor mínimo igual a
Is min = 5ht 3  h / a − 0,7 ( a / h )  ≥ ( h / 50 )
4
(Ec. B6.2-1)
La superficie bruta de los rigidizadores de corte no debe ser menor que
A st =
donde
1 − Cv
2
2

(a / h )
a −
2
h
(a / h ) + 1 + (a / h )


 YDht


(Ec. B6.2-2)
50
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Cv =
Cv =
1,53Ek v
Fy ( h / t )
2
cuando C v ≤ 0,8
1,11 Ek v
h / t Fy
k v = 4,00 +
k v = 5,34 +
cuando Cv > 0,8
5,34
(Ec. B6.2-4)
2
cuando a / h ≤ 1,0
(Ec. B6.2-5)
2
cuando a / h > 1,0
(Ec. B6.2-6)
(a / h )
4,00
(a / h )
(Ec. B6.2-3)
a = Distancia entre rigidizadores transversales
Límite de fluencia del acero del alma
Y=
Límite de fluencia del acero del rigidizador
D = 1,0 para rigidizadores provistos de a pares
D = 1,8 para rigidizadores de un solo ángulo
D = 2,4 para rigidizadores de una sola placa
t y h son como se define en la Sección B1.2
B6.3 Rigidizadores que no satisfacen los requisitos
La resistencia de cálculo de los miembros con rigidizadores transversales que no
satisfacen los requisitos de las Secciones B6.1 o B6.2, tales como los rigidizadores
transversales de acero estampado o laminado, se debe determinar mediante ensayos
de acuerdo con el Capítulo F de esta Especificación.
51
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
C.
MIEMBROS
C1.
Propiedades de las secciones
Las propiedades de las secciones (superficie de la sección transversal, momento de
inercia, módulo resistente, radio de giro, etc.) se deben determinar de acuerdo con los
métodos convencionales del cálculo estructural. Las propiedades se deben basar en la
totalidad de la sección transversal de los miembros (o en las secciones netas cuando
esto sea aplicable) excepto cuando se requiera el empleo de una sección transversal
reducida o un ancho efectivo de cálculo.
C2
Miembros traccionados
Para los miembros cargados con tracción axial, la resistencia nominal a la tracción,
Tn, se debe determinar de la siguiente manera:
Tn = A n Fy
Ω t = 1,67 ( ASD )
φt = 0,95 ( LRFD )
donde
Tn = Resistencia nominal del miembro cuando está traccionado
An = Superficie neta de la sección transversal
Fy = Tensión de fluencia de cálculo de acuerdo con lo determinado en la Sección
A7.1
Para los miembros traccionados con conexiones abulonadas, la resistencia nominal
a la tracción también estará limitada por la Sección E3.2.
C3
Miembros flexionados
C3.1 Resistencia para flexión exclusivamente
La resistencia nominal a la flexión, Mn, debe ser el menor de los valores
calculados de acuerdo con las Secciones C3.1.1 y C3.1.2, C3.1.3 ó C3.1.4 cuando
corresponda.
C3.1.1 Resistencia nominal de la sección
La resistencia nominal a la flexión, Mn, se debe calcular ya sea en base a la
iniciación de la fluencia en la sección efectiva (Procedimiento I) o en base a la
capacidad de reserva inelástica (Procedimiento II) según corresponda.
Para secciones con alas comprimidas rigidizadas o parcialmente rigidizadas:
Ωb = 1,67 ( ASD )
φb = 0,95 ( LRFD )
Para secciones con alas comprimidas no rigidizadas:
(Ec. C2-1)
52
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Ωb = 1,67 ( ASD )
φb = 0,90 ( LRFD )
(a) Procedimiento I - En base a la iniciación de la fluencia
El momento de fluencia efectivo en base a la resistencia de la sección, Mn, se
debe determinar de la siguiente manera:
M n = Se Fy
(Ec. C3.1.1-1)
donde
Fy = Tensión de fluencia de cálculo de acuerdo con lo determinado en la
Sección A7.1
Se = Módulo elástico de la sección efectiva calculado con la fibra extrema
comprimida o traccionada a Fy
(b) Procedimiento II - En base a la capacidad de reserva inelástica
La capacidad de reserva flexional inelástica se puede utilizar cuando se
satisfacen las siguientes condiciones:
(1) El miembro no está sujeto a torsión ni a pandeo lateral, torsional o
torsional-flexional.
(2) El efecto de la conformación en frío no se incluye al determinar el
límite de fluencia Fy.
(3) La relación entre la profundidad de la porción comprimida del alma y
su espesor no es mayor que λ1.
(4) El esfuerzo de corte no es mayor que 0,35Fy por la superficie del alma,
ht.
(5) El ángulo entre cualquier alma y la vertical no es mayor que 30
grados.
La resistencia nominal a la flexión, Mn, no debe ser mayor que 1,25
SeFy determinada de acuerdo con el Procedimiento I ni que aquella que
provoca una máxima deformación por compresión de Cyey (no se limita la
máxima deformación por tracción).
donde
ey = Deformación de fluencia = Fy/E
E = Módulo de elasticidad longitudinal
Cy = Factor de deformación por compresión determinado de la siguiente
manera:
(a) Elementos comprimidos rigidizados sin rigidizadores intermedios
C y = 3 para w / t ≤ λ1
 w / t − λ1 
w
Cy = 3 − 2 
 para λ1 < < λ 2
t
 λ 2 − λ1 
C y = 1 para w / t ≥ λ 2
donde
λ1 =
1,11
Fy / E
(Ec. C3.1.1-2)
53
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
λ2 =
1, 28
(Ec. C3.1.1-3)
Fy / E
(b) Elementos comprimidos no rigidizados
Cy = 1
(c) Elementos comprimidos con rigidización múltiple y elementos
comprimidos con rigidizadores de borde
Cy = 1
Cuando sea aplicable, para calcular las propiedades de la sección se deben
utilizar los anchos efectivos de cálculo. Mn se debe calcular considerando el
equilibrio de tensiones, suponiendo una curva tensión-deformación idealmente
elastoplástica igual para compresión y tracción, suponiendo pequeñas
deformaciones y suponiendo que las secciones planas permanecen planas durante la
flexión. La combinación de flexión y abolladura del alma se debe verificar de
acuerdo con los requisitos de la Sección C3.5.
C3.1.2 Resistencia al pandeo lateral
La resistencia nominal de los segmentos sin arriostramiento lateral de las
secciones con simetría simple, simetría doble y simetría puntual* sujetas a pandeo
lateral, Mn, se debe calcular de la siguiente manera:
M n = Sc
Mc
Sf
(Ec. C3.1.2-1)
Ωb = 1,67 ( ASD )
φb = 0,90 ( LRFD )
donde
Sf = Módulo elástico de la sección total, no reducida, calculado para la fibra
extrema comprimida
Sc = Módulo elástico de la sección efectiva calculado para una tensión Mc/Sf en
la fibra extrema comprimida
Mc = Momento crítico calculado de la siguiente manera:
Para Me ≥ 2,78My
Mc = M y
(Ec. C3.1.2-2)
Para 2,78My > Me > 0,56My
 10M y 
10
M c = M y 1 −
(Ec. C3.1.2-3)

9
 36M e 
Para Me ≤ 0,56My
(Ec. C3.1.2-4)
Mc = Me
donde
My = Momento que provoca la fluencia inicial en la fibra comprimida extrema de
la totalidad de la sección
*
Los requisitos de esta Sección se aplican para miembros de sección doble T, Z, C y otros miembros flexados con simetría
simple (excluyendo tableros con múltiples almas, miembros de sección U, miembros tipo cajón se sección cerrada y arcos o
miembros curvos). Los requisitos de esta Sección no se aplican a las alas comprimidas sin arriostramiento lateral de secciones
que por lo demás son lateralmente estables. Para las correas de sección C y Z en las cuales el ala traccionada está unida al
revestimiento, ver C3.1.3.
54
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
= Sf Fy
Me = Momento elástico crítico calculado de acuerdo con (a) o (b):
(a) Para secciones con simetría simple, doble y puntual:
Me = C b ro A σey σ t para flexión alrededor del eje de simetría.
(Ec. C3.1.2-5)
(Ec. C3.1.2-6)
Para secciones con simetría simple, el eje x es el eje de simetría
orientado de manera tal que el centro de corte tiene una coordenada
x negativa.
Para secciones con simetría puntual utilizar 0,5Me.
Alternativamente, Me se puede calcular utilizando la ecuación para
secciones doble T con simetría doble o secciones con simetría
puntual dadas en (b)
2
2
(Ec. C3.1.2-7)
Me = Cs Aσ ex  j + Cs j + ro ( σ t / σex )  / CTF para flexión alrededor del


eje baricéntrico perpendicular al eje de simetría sólo para secciones
con simetría simple
Cs = +1 para momento que provoca compresión del lado del baricentro
donde se encuentra el centro de corte
Cs = -1 para momento que provoca tracción del lado del baricentro
donde se encuentra el centro de corte
π2 E
σex =
(Ec. C3.1.2-8)
2
( K x L x / rx )
σey =
π2 E
(K L
y
y
/ ry )
2
(Ec. C3.1.2-9)
π2 EC w 
1 
GJ
+


(Ec.C 3.1.2-10)
2
Ar02 
K
L

(
)
t
t


A = Superficie total de la sección transversal
12,5M max
Cb =
(Ec. C3.1.2-11)
2,5M max + 3M A + 4M B + 3M C
donde:
Mmax = valor absoluto del momento máximo en el segmento no arriostrado
MA = valor absoluto de momento correspondiente al punto ubicado a un
cuarto del segmento no arriostrado
MB = valor absoluto del momento en el eje del segmento no arriostrado
MC = valor absoluto del momento correspondiente al punto ubicado a
tres cuartos del segmento no arriostrado
En todos los casos está permitido tomar Cb igual a la unidad (valor
conservador).
Para los voladizos en los cuales el extremo libre no está
arriostrado, Cb se debe tomar igual a la unidad. Para los miembros
sometidos a carga axial combinada con momento flector (Sección
C5), Cb se debe tomar igual a la unidad
E = Módulo de elasticidad longitudinal
CTF = 0,6 − 0, 4 ( M1 / M 2 )
(Ec. C3.1.2-12)
donde
M1 es el menor y M2 es el mayor momento flector en los extremos
σt =
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
55
de la longitud no arriostrada en el plano de flexión, y M1/M2,
relación entre los momentos de los extremos, es positiva cuando
M1 y M2 tienen el mismo signo (flexión con curvatura inversa) y
negativa cuando son de signos contrarios (flexión con curvatura
simple). Cuando el momento flector en cualquier punto de una
longitud no arriostrada es mayor que en los dos extremos de dicha
longitud, y para miembros sometidos a carga axial y momento
flector (Sección C5), CTF se debe tomar igual a la unidad.
ro = Radio de giro polar de la totalidad de la sección transversal
respecto al centro de corte
2
2
2
(Ec. C3.1.2-13)
= rx + ry + x 0
rx, ry = Radios de giro de la totalidad de la sección transversal respecto a
los ejes principales baricéntricos
G = Módulo de elasticidad transversal
Kx, Ky, Kt = Factores de longitud efectiva para flexión alrededor de los ejes x e
y, y para torsión
Lx, Ly, Lt = Longitud no arriostrada del miembro comprimido para flexión
alrededor de los ejes x e y, y para torsión
xo = Distancia entre el centro de corte y el baricentro a lo largo del eje
principal x, considerada negativa
J = Constante de torsión de St. Venant de la sección transversal
Cw = Constante de alabeo torsional de la sección transversal
1 

x 3 dA
xy 2 dA  − x o
(Ec. C3.1.2-14)
j=
2I y  A
A

∫
+∫
(b) Para secciones doble T o Z flexionadas alrededor del eje baricéntrico
perpendicular al alma (eje x):
En vez de (a), para evaluar Me se pueden utilizar las siguientes ecuaciones:
π2 EC b dI yc
(Ec. C3.1.2-15)
Me =
para secciones doble T con simetría doble
L2
π2 EC b dI yc
(Ec. C3.1.2-16)
=
para secciones Z con simetría puntual
2L2
d = Profundidad de la sección
L = Longitud no arriostrada del miembro
Iyc = Momento de inercia de la porción comprimida de una sección
respecto al eje baricéntrico de la totalidad de la sección paralelo al
alma, utilizando la sección total, no reducida
Los demás términos fueron definidos en (a).
C3.1.3 Vigas con un ala unida al tablero o revestimiento mediante
sujetadores pasantes
Esta sección no se aplica a las vigas continuas para la región entre puntos de
inflexión adyacentes a un apoyo, ni a las vigas en voladizo.
La resistencia nominal a la flexión, Mn, de un perfil C o Z cargado en un
plano paralelo al alma, con el ala traccionada unida al tablero o revestimiento y
56
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
con el ala comprimida sin arriostramiento lateral se debe calcular de la siguiente
manera:
(Ec. C3.1.3-1)
Mn = RSeFy
Ωb = 1,67 (ASD)
φb = 0,90 (LRFD)
donde
R = 0,40 para perfiles C de un solo tramo
= 0,50 para perfiles Z de un solo tramo
= 0,60 para perfiles C continuos
= 0,70 para perfiles Z continuos
Se y Fy se definieron en la Sección C3.1.1
El factor de reducción, R, se debe limitar a los sistemas de losa y cubierta que
satisfagan las siguientes condiciones:
(1) Profundidad del miembro menor que 11,5 pulgadas (292 mm)
(2) Las alas son elementos comprimidos rigidizados en los bordes
(3) 60 ≤ profundidad / espesor ≤ 170
(4) 2,8 ≤ profundidad / ancho del ala ≤ 4,5
(5) 16 ≤ ancho plano / espesor del ala ≤ 43
(6) Para sistemas continuos, la longitud de superposición en cada apoyo
interior y en cada dirección (distancia entre el centro del apoyo y el
final de la superposición) no debe ser menor que 1,5d.
(7) Longitud del tramo de miembro no mayor que 33 pies (10 m)
(8) Para sistemas continuos, la longitud del tramo más largo no debe ser
más de 20% mayor que la longitud del tramo más corto
(9) El desplazamiento lateral de ambas alas está impedido en los apoyos
(10) Los paneles de losa o cubierta deben ser planchas de acero, con un
recubrimiento mínimo de 0,019 in. (0,48 mm) de espesor, una
profundidad mínima de los nervios de 1 in. (25,4 mm), separados un
máximo de 12 in. (305 mm) entre sus centros y unidos de manera de
impedir eficazmente el movimiento relativo entre el panel y el ala de
la correa
(11) La aislación debe ser una capa de fibra de vidrio de entre 0 y 6
pulgadas (152 mm) de espesor comprimida entre el miembro y el
panel de una manera compatible con los sujetadores utilizados
(12) Tipo de sujetadores: tornillos autoperforantes o autorroscantes No. 12
para planchas de metal ó remaches de 3/16 in. (4,76 mm), arandelas
de ½ in. (12,7 mm) de diámetro
(13) Los sujetadores no deben ser tornillos tipo distanciador
(14) La separación entre los centros de los sujetadores no debe ser mayor
que 12 in. (305 mm) y deben estar colocados cerca del centro del ala
de la viga
Si alguna de las variables no está comprendida dentro de los límites
indicados en el párrafo precedente, el usuario debe llevar a cabo ensayos a escala
real de acuerdo con la Sección F1 de la Especificación, o bien aplicar un
procedimiento de análisis racional. En todos los casos, como alternativa al
procedimiento descripto en esta sección, está permitido que el usuario lleve a
cabo ensayos de acuerdo con la Sección F1.
C3.1.4 Vigas con un ala sujetada a un sistema de cubierta con juntas
de plegado saliente
57
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
La resistencia nominal a la flexión, Mn, de un perfil C o Z sometido cargas
gravitatorias, cargado en un plano paralelo al alma, con el ala superior soportando
un sistema de cubierta con juntas de plegado saliente se debe determinar utilizando
arriostramiento en puntos discretos y los requisitos de la Sección C3.1.2, o bien se
deben calcular de la siguiente manera:
M n = RSe Fy
(Ec. C3.1.4-1)
Ωb = 1,67 ( ASD )
φb = 0,90 ( LRFD )
donde
R = factor de reducción determinado mediante el "Método de Ensayo Básico
para Correas que Soportan un Sistema de Cubierta con Juntas de Plegado
Saliente" de la Parte VIII del Manual de Diseño para Acero Conformado
en Frío de la AISI.
Se y Fy se definen en la Sección C3.1.1
C3.2 Resistencia para corte exclusivamente
La resistencia nominal al corte, Vn, en cualquier sección se debe calcular de la
siguiente manera:
(a) Para h / t ≤ 0,96 Ek v / Fy
Vn = 0,60Fy ht
(Ec. C3.2-1)
Ω v = 1,50 (ASD)
φv = 1,0 (LRFD)
(b) Para 0,96 Ek v / Fy < h / t ≤ 1, 415 Ek v / Fy
Vn = 0,64t 2 k v Fy E
(Ec. C3.2-2)
Ω v = 1,67 (ASD)
φv = 0,90 (LRFD)
(c) Para h / t > 1, 415 Ek v / Fy
Vn =
π2 Ek v t 3
= 0,905Ek v t 3 / h
12 (1 − µ 2 ) h
Ω v = 1,67 (ASD)
φv = 0,90 (LRFD)
donde
Vn = Resistencia nominal al corte de la viga
t = Espesor del alma
h = Profundidad de la porción plana del alma medida a lo largo del plano del
alma
kv = Coeficiente de pandeo por corte determinado de la siguiente manera:
1. Para almas no reforzadas, kv = 5,34
2. Para almas de vigas con rigidizadores transversales que satisfacen los
requisitos de la Sección B6
Cuando a/h ≤ 1,0
(Ec. C3.2-3)
58
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
kv = 4,00 +
5,34
(a / h )
(Ec. C3.2-4)
2
Cuando a/h > 1,0
4,00
kv = 5,34 +
2
(a / h )
donde
a = longitud del panel de corte en el caso de elementos de almas no
reforzadas
= distancia libre entre rigidizadores transversales en el caso de elementos
con almas reforzadas
Para un alma compuesta por dos o más planchas, cada plancha se debe
considerar como un elemento independiente que soporta su parte del esfuerzo de
corte.
(Ec. C3.2-5)
C3.3 Resistencia para flexión y corte
C3.3.1 Método ASD
Para vigas con almas no reforzadas, la resistencia flexional requerida, M, y la
resistencia al corte requerida, V, deben satisfacer la siguiente ecuación de
interacción:
2
2
 Ωb M   Ωv V 

 +
 ≤ 1,0
 M nxo   Vn 
(Ec. C3.3.1-1)
Para vigas con rigidizadores transversales en las almas, la resistencia flexional
requerida, M, y la resistencia al corte requerida, V, no deben se mayores que Mn/Ωb
y Vn/Ωv, respectivamente. Si ΩbM/Mnxo > 0,5 y ΩvV/Vn > 0,7: M y V deben
satisfacer la siguiente ecuación de interacción:
Ω M Ω V
0,6  b  +  v  ≤ 1,3
 M nxo   Vn 
donde:
Ωb = Factor de seguridad para flexión (Ver Sección C3.1.1)
Ωv = Factor de seguridad para corte (Ver Sección C3.2)
Mn = Resistencia nominal a la flexión cuando sólo existe flexión
Mnxo = Resistencia nominal a la flexión respecto al eje x baricéntrico,
determinada de acuerdo con la Sección C3.1.1
Vn
= Esfuerzo de corte nominal cuando sólo existe corte
(Ec. C3.3.1-2)
C3.3.2 Método LRFD
Para vigas con almas no reforzadas, la resistencia flexional requerida, Mu, y la
resistencia al corte requerida, Vu, deben satisfacer la siguiente ecuación de
interacción:
59
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
2
2
 M u   Vu 

 +
 ≤ 1,0
 φb M nxo   φv Vn 
(Ec. C3.3.2-1)
Para vigas con rigidizadores transversales en las almas, la resistencia flexional
requerida, Mu, y la resistencia al corte requerida, Vu, no deben se mayores que φbMn
y φvVn, respectivamente. Si Mu/(φbMnxo) > 0,5 y Vu/(φvVn): Mu y Vu deben satisfacer
la siguiente ecuación de interacción:
 M u   Vu 
0,6 
+
 ≤ 1,3
 φb M nxo   φv Vn 
donde
= Factor de resistencia para flexión (Ver Sección C3.1.1)
φb
= Factor de resistencia para corte (Ver Sección C3.2)
φv
Mn = Resistencia nominal a la flexión cuando sólo existe flexión
Mnxo = Resistencia nominal a la flexión respecto al eje x baricéntrico,
determinada de acuerdo con la Sección C3.1.1
Vn
= Resistencia nominal al corte cuando sólo existe corte
(Ec. C3.3.2-2)
C3.4 Resistencia a la abolladura del alma
Estos requisitos se aplican para las almas de miembros flexados que soportan
cargas concentradas o reacciones, o a las componentes de las mismas, que actúan de
manera perpendicular al eje longitudinal del miembro, y en el plano del alma
considerada, y que provocan tensiones de compresión en el alma.
La resistencia nominal a la abolladura del alma, Pn, se debe determinar
utilizando la Tabla C3.4-1.
Para almas simples no reforzadas:
Ωw = 1,85 (ASD)
φw = 0,75 (LRFD)
Para secciones doble T:
Ωw = 2,0 (ASD)
φw = 0,80 (LRFD)
Para dos perfiles Z anidados cuando se evalúa la resistencia a la abolladura
del alma para la carga interior de un ala (Ec. C3.4-4):
Ωw = 1,80 (ASD)
φw = 0,85 (LRFD)
Las almas de los miembros flexados donde h/t es mayor que 200 deben estar
provistas de medios adecuados para transmitir las cargas concentradas y/o
reacciones directamente a las almas.
Las ecuaciones de la Tabla C3.4-1 se aplican para las vigas cuando R/t ≤ 6 y
para los tableros cuando R/t ≤7; N/t ≤ 210 y N/h ≤ 3,5. Para un perfil Z con su ala
abulonada al miembro de apoyo extremo de la sección, la Ecuación C3.4-1 se puede
multiplicar por 1,3. Esto es válido para las secciones que satisfacen las siguientes
limitaciones:
60
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
(1) h/t ≤ 150
(2) R/t ≤ 4
(3) Espesor del metal base de la sección transversal ≥ 0,060 in. (1,52 mm)
(4) Espesor del miembro de apoyo ≥ 3/16 in. (4,76 mm)
Pn representa la resistencia nominal para carga concentrada o reacción para el
caso de un alma maciza que conecta las alas superior e inferior. En el caso de dos o
más almas, Pn se debe calcular individualmente para cada alma y luego se deben
sumar los resultados para obtener la carga nominal o reacción para el alma múltiple.
Para secciones doble T armadas, o para secciones similares, la distancia entre el
conector del alma y el ala de la viga se debe mantener tan pequeña como sea
posible.
TABLA C3.4-1
Números de las Ecuaciones para determinar la resistencia nominal de las almas, Pn, kips (N)
para una carga o concentrada reacción
Geometrías que poseen una sola
alma
Alas rigidizadas
o parcialmente Alas no
rigidizadas
rigidizadas
Cargas opuestas
Separación > 1,5h(2)
Reacción de extremo(3)
Cargas opuestas
Separación ≤ 1,5h(5)
Reacción de extremo(3)
Reacción interior
Reacción interior
(4)
(4)
Secciones doble T
o secciones
similares(1)
Alas rigidizadas,
parcialmente
rigidizadas y no
rigidizadas
Ec. C3.4-1
Ec. C3.4-2
Ec. C3.4-3
Ec. C3.4-4
Ec. C3.4-4
Ec. C3.4-5
Ec. C3.4-6
Ec. C3.4-6
Ec. C3.4-7
Ec. C3.4-8
Ec. C3.4-8
Ec. C3.4-9
Notas y Referencias para la Tabla C3.4-1:
(1) Secciones doble T compuestas por dos perfiles C conectados espalda contra
espalda o secciones similares que proporcionan un elevado grado de restricción
contra la rotación del alma (tales como las secciones doble T fabricadas
soldando dos ángulos a un perfil C).
(2) En los puntos de aplicación de una carga concentrada o reacción que actúa ya
sea sobre el ala superior o el ala inferior, cuando la distancia libre entre los
bordes portantes de la misma y las cargas concentradas o reacciones opuestas
adyacentes es mayor que 1,5h.
(3) Para reacciones en los extremos de vigas o cargas concentradas en el extremo
de voladizos cuando la distancia entre el borde del apoyo y el extremo de la
viga es menor que 1,5h.
(4) Para reacciones y cargas concentradas cuando la distancia entre el borde del
apoyo y el extremo de la viga es mayor o igual que 1,5h.
(5) En los puntos de aplicación de dos cargas concentradas opuestas o de una carga
concentrada y una reacción opuesta actuando simultáneamente sobre las alas
superior e inferior, cuando la distancia libre entre sus bordes de apoyo
adyacentes es menor o igual que 1,5h.
61
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Ecuaciones para la Tabla C3.4-1:
t 2 kC3C4 C9 Cθ 331 − 0,61( h / t )  1 + 0,01( N / t )  *
t 2 kC3C4 C9 Cθ  217 − 0, 28 ( h / t )  1 + 0,01( N / t )  *
(Ec. C3.4-1)
(Ec. C3.4-2)
Cuando N/t > 60, el factor [1 + 0,01 (N/t)] se puede incrementar a [0,71 + 0,015 (N/t)]
(
)
(Ec. C3.4-3)
t 2 kC1C2 C9 Cθ 538 − 0,74 ( h / t )  1 + 0,007 ( N / t ) 
(Ec. C3.4-4)
t 2 Fy C6 10,0 + 1, 25 N / t
Cuando N/t > 60, el factor [1 + 0,007 (N/t)] se puede incrementar a [0,75 + 0,011 (N/t)]
(
t 2 Fy C5 ( 0,88 + 0,12m ) 15,0 + 3, 25 N / t
)
t 2 kC3C4 C9 Cθ  244 − 0,57 ( h / t )  1 + 0,01( N / t )  *
(
t 2 Fy C8 ( 0,64 + 0,31m ) 10,0 + 1,25 N / t
)
t 2 kC1C2 C9 Cθ  771 − 2, 26 ( h / t )  1 + 0,0013 ( N / t ) 
(
t 2 Fy C7 ( 0,82 + 0,15m ) 15,0 + 3, 25 N / t
)
En las ecuaciones anteriores:
Pn = Resistencia nominal para carga concentrada o reacción por alma, kips (N)
C1 = 1, 22 − 0, 22k
C 2 = 1,06 − 0, 06R / t ≤ 1,0
C3 = 1,33 − 0,33k
C 4 = 1,15 − 0,15R / t ≤ 1,0 pero no menos de 0,50
C5 = 1, 49 − 0,53k ≥ 0,6
 h/t 
C6 = 1 + 
 cuando h / t ≤ 150
 750 
= 1,20 cuando h / t > 150
C7 = 1/ k cuando h / t ≤ 66,5

 h / t  1
= 1,10 − 
  cuando h / t > 66,5
 655   k


 h / t  1
C8 =  0,98 − 

 865   k

C9 = 1,0 para unidades norteamericanas, kips y pulgadas
= 6,9 para unidades métricas, N y mm
(Ec. C3.4-5)
(Ec. C3.4-6)
(Ec. C3.4-7)
(Ec. C3.4-8)
(Ec. C3.4-9)
(Ec. C3.4-10)
(Ec. C3.4-11)
(Ec. C3.4-12)
(Ec. C3.4-13)
(Ec. C3.4-14)
(Ec. C3.4-15)
(Ec. C3.4-16)
(Ec. C3.4-17)
(Ec. C3.4-18)
(Ec. C3.4-19)
Cθ = 0,7 + 0,3 ( θ / 90 )
(Ec. C3.4-20)
Fy = Tensión de fluencia de cálculo del alma, ver Sección A7.1, ksi (MPa)
h = Profundidad de la porción plana del alma medida a lo largo del plano de la
misma, in. (mm)
k = 894 Fy / E
(Ec. C3.4-21)
2
m = t / 0,075 cuando t se expresa en pulgadas
m = t /1,91 cuando t se expresa en milímetros
t = Espesor del ala, in. (mm)
*
Cuando Fy ≥ 66,5 ksi (459 MPa), el valor de kC3 se debe tomar como 1,34
(Ec. C3.4-22)
(Ec. C3.4-23)
62
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
N = Longitud de apoyo real, in. (mm). Para el caso de dos cargas concentradas
iguales y opuestas distribuidas sobre longitudes de apoyo diferentes, se debe
tomar el menor valor de N
R = Radio interno de plegado
θ = Ángulo entre el plano del alma y el plano de la superficie de apoyo ≥ 45°,
pero no más de 90°
C3.5 Resistencia a la combinación de flexión y abolladura del alma
C3.5.1 Método ASD
Las almas planas no reforzadas de perfiles sometidos a una combinación de flexión y carga
concentrada o reacción se deben diseñar de manera que cumplan con los siguientes requisitos:
(a) Para perfiles que poseen almas simples no reforzadas:
Ω P Ω M
1, 2  w  +  b  ≤ 1,5
(Ec. C3.5.1-1)
 Pn   M nxo 
Excepción: En los apoyos interiores de tramos continuos, esta ecuación no es
aplicable para tableros o vigas con dos o más almas simples, siempre que los bordes
comprimidos de almas adyacentes estén apoyados lateralmente en la región de
momento negativo mediante elementos de las alas conectados de forma continua o
intermitente, revestimientos rígidos o arriostramiento lateral, y la separación entre
almas adyacentes no sea mayor que 10 pulgadas (254 mm).
(b) Para perfiles que poseen múltiples almas no reforzadas, como los perfiles doble
T compuestos por dos perfiles C conectados espalda contra espalda, o perfiles
similares que proporcionan un elevado grado de restricción contra la rotación
del alma (tales como los perfiles doble T fabricados soldando dos ángulos a un
perfil C):
Ω P Ω M
1,1 w  +  b  ≤ 1,5
(Ec. C3.5.1-2)
 Pn   M nxo 
Excepción: En vez de la ecuación C3.5.1-2, cuando h / t ≤ 2,33/ Fy / E y λ ≤
0,673 estará permitido determinar la carga concentrada o reacción admisible
P
utilizando n de la Sección C3.4.
Ωw
En las ecuaciones anteriores:
P = Resistencia requerida para la carga concentrada o reacción en presencia
de momento flector
Pn = Resistencia nominal para carga concentrada o reacción en ausencia de
momento flector de terminada de acuerdo con la Sección C3.4
M = Resistencia flexional requerida en el punto de aplicación de la carga
concentrada o reacción, P, o inmediatamente adyacente al mismo
Mnxo = Resistencia nominal a la flexión respecto al eje x baricéntrico
determinada de acuerdo con la Sección C3.1.1
w = Ancho plano del ala de la viga que está en contacto con la placa de apoyo
t = Espesor del alma o del ala
λ = Factor de esbeltez dado en la Sección B2.1
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
(c) Para el punto de apoyo de dos perfiles Z anidados:
M
P 1,67
(Ec. C3.5.1-3)
+ ≤
M no Pn
Ω
donde
M = Resistencia flexional requerida en la sección considerada
Mno = Resistencia nominal a la flexión para los perfiles Z anidados, es decir, la
sumatoria de las dos secciones evaluadas individualmente, determinada
de acuerdo con la Sección C3.1.1
P = Resistencia requerida para la carga concentrada o reacción en presencia
de momento flector
Pn = Resistencia nominal a la abolladura del alma suponiendo alma simple y
carga sobre un ala interior para los perfiles Z, es decir, la sumatoria de las
dos almas evaluadas individualmente
Ω = Factor de seguridad para la combinación de flexión y abolladura del alma
= 1,67
La ecuación anterior es válida para perfiles que satisfacen los siguientes límites:
h/t ≤ 150
N/t ≤ 140
Fy ≤ 70 ksi (483 MPa)
R/t ≤ 5,5
Se deben satisfacer las siguientes condiciones:
(1) Los extremos de cada sección deben estar conectados a la otra sección por
medio de un mínimo de dos bulones A307 de ½ in. (12,7 mm) de diámetro
que atraviesen el del alma.
(2) La sección combinada debe estar conectada al apoyo por medio de un
mínimo de dos bulones A307 de 1/2 in. (12,7 mm) de diámetro que
atraviesen de las alas.
(3) Las almas de las dos secciones deben estar en contacto.
(4) La relación entre la parte más gruesa y la parte más delgada no debe ser
mayor que 1,3.
C3.5.2 Método LRFD
Las almas planas no reforzadas de perfiles sometidos a una combinación de
flexión y carga concentrada o reacción se deben diseñar de manera que cumplan
con los siguientes requisitos:
(a) Para perfiles que poseen almas simples no reforzadas:
 P   Mu 
1,07  u  + 
(Ec. C3.5.2-1)
 ≤ 1, 42
 φw Pn   φb M nxo 
Excepción: En los apoyos interiores de tramos continuos, la ecuación anterior no
es aplicable para tableros o vigas con dos o más almas simples, siempre que los
bordes comprimidos de almas adyacentes estén apoyados lateralmente en la región
de momento negativo mediante elementos de las alas conectados de forma continua
o intermitente, revestimientos rígidos o arriostramiento lateral, y la separación entre
almas adyacentes no sea mayor que 10 pulgadas (254 mm).
(b) Para perfiles que poseen múltiples almas no reforzadas, como los perfiles doble
T compuestos por dos perfiles C conectados espalda contra espalda, o perfiles
63
64
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
similares que proporcionan un elevado grado de restricción contra la rotación
del alma (tales como las secciones doble T fabricadas soldando dos ángulos a
un perfil C):
 P   Mu 
0,82  u  + 
(Ec. C3.5.2-2)
 ≤ 1,32
 φw Pn   φb M nxo 
Excepción: En vez de la ecuación C3.5.2-2, cuando h / t ≤ 2,33/ Fy / E y λ ≤
0,673 estará permitido determinar la resistencia de cálculo para una carga
concentrada o reacción utilizando φwPn de la Sección C3.4.
En las ecuaciones anteriores:
φb = Factor de resistencia para flexión (Ver Sección 3.1.1)
φw = Factor de resistencia para abolladura del alma (Ver Sección C3.4)
Pu = Resistencia requerida para la carga concentrada o reacción en presencia
de momento flector
Pn = Resistencia nominal para carga concentrada o reacción en ausencia de
momento flector de terminada de acuerdo con la Sección C3.4
Mu = Resistencia flexional requerida en el punto de aplicación de la carga
concentrada o reacción, Pu, o inmediatamente adyacente al mismo
Mnxo = Resistencia nominal a la flexión respecto al eje x baricéntrico
determinada de acuerdo con la Sección C3.1.1
w = Ancho plano del ala de la viga que está en contacto con la placa de apoyo
t = Espesor del alma o del ala
λ = Factor de esbeltez dado en la Sección B2.1
(c) Para dos perfiles Z anidados:
M u Pu
(Ec. C3.5.2-3)
+ ≤ 1,68φ
M no Pn
donde
Mu = Resistencia flexional requerida en la sección considerada
Mno = Resistencia nominal a la flexión para los dos perfiles Z anidados, es
decir, la sumatoria de los dos perfiles evaluados individualmente,
determinada de acuerdo con la Sección C3.1.1
Pu = Resistencia requerida para la carga concentrada o reacción en presencia
de momento flector
Pn = Resistencia nominal a la abolladura del alma suponiendo alma simple y
carga sobre un ala interior para los perfiles Z, es decir, la sumatoria de las
dos almas evaluadas individualmente
φ = 0,9
La ecuación anterior es válida para perfiles que satisfacen los siguientes límites:
h/t ≤ 150
N/t ≤ 140
Fy ≤ 70 ksi (483 MPa)
R/t ≤ 5,5
Se deben satisfacer las siguientes condiciones:
(1) Los extremos de cada perfil deben estar conectados al otro perfil por un
mínimo de dos bulones A307 de ½ in. (12,7 mm) de diámetro que atraviesen
el alma.
65
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
(2) La sección combinada debe estar conectada al apoyo por un mínimo de dos
bulones A307 de 1/ in. (12,7 mm) de diámetro que atraviesen las alas.
(3) Las almas de los dos perfiles deben estar en contacto.
(4) La relación entre la parte más gruesa y la parte más delgada no debe ser
mayor que 1,3.
C4
Miembros comprimidos con carga concéntrica
Esta sección se aplica a miembros en los cuales la resultante de todas las cargas que
actúan sobre el miembro es una carga axial que pasa a través del baricentro de la
sección efectiva calculada a la tensión, Fn, definida en esta sección.
(a) La resistencia axial nominal, Pn, se debe calcular de la siguiente manera:
Pn = A e Fn
(Ec. C4-1)
Ωc = 1,80(ASD)
φc = 0,85(LRFD)
donde
Ae = Superficie efectiva a la tensión Fn. En el caso de secciones con perforaciones
circulares, Ae se debe determinar de acuerdo con la Sección B2.2a, con
sujeción a las limitaciones de dicha sección. Si el número de perforaciones en
la región de la longitud efectiva multiplicado por el diámetro de la
perforación dividido por la longitud efectiva no es mayor que 0,015; Ae se
puede determinar ignorando las perforaciones
Fn se determina de la siguiente manera:
(
2
)
Para λ c ≤ 1,5
Fn = 0,658λc Fy
(Ec. C4-2)
Para λ c > 1,5
 0,877 
Fn =  2  Fy
 λc 
(Ec. C4-3)
donde
λc =
Fy
Fe
Fe = la menor de las tensiones de pandeo elástico flexional, torsional y torsional
flexional determinadas de acuerdo con las Secciones C4.1 a C4.3.
(b) Las secciones cargadas de forma concéntrica se deben diseñar para un momento
flector adicional según lo especificado en las definiciones de Mx, My (ASD) o Mux,
Muy (LRFD), Sección C5.2
(c) Preferentemente la relación de esbeltez, KL/r, de todos los miembros comprimidos
no debe ser mayor que 200, excepto que, exclusivamente durante la construcción,
KL/r preferentemente no debe ser mayor que 300.
C4.1 Secciones no sometidas a pandeo torsional ni a pandeo
torsional flexional
En el caso de secciones con simetría doble, secciones cerradas y cualquier otra
sección que se pueda demostrar que no está sujeta a pandeo torsional ni a pandeo
torsional flexional, la tensión de pandeo flexional elástico, Fe, se debe determinar de
la siguiente manera:
(Ec. C4-4)
66
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Fe =
π2 E
( KL / r )
(Ec. C4.1-1)
2
donde
E
K
L
r
= Módulo de elasticidad longitudinal
= Factor de longitud efectiva*
= Longitud no arriostrada del miembro
= Radio de giro de la sección transversal total no reducida
C4.2 Secciones con simetría doble o simetría simple sometidas a
pandeo torsional o a pandeo flexional torsional
Para las secciones con simetría simple sometidas a pandeo torsional flexional, Fe
se debe tomar como el menor valor entre Fe calculada de acuerdo con la Sección
C4.1 y Fe calculada de la siguiente manera:
Fe =
1 
( σex + σ t ) −
2β 
( σex + σ t )
2
− 4βσex σ t 

(Ec. C4.2-1)
Alternativamente, se puede obtener una estimación conservadora de Fe
utilizando la siguiente ecuación:
σ t σ ex
σ t + σex
donde σt y σex corresponden a lo definido en la Sección C3.1.2:
Fe =
β = 1 − ( x o / ro )
En las secciones con simetría simple se supone que el eje x es el eje de simetría.
En las secciones con simetría doble sujetas a pandeo torsional, Fe se debe tomar
como el menor valor entre Fe calculada de acuerdo con la Sección C4.1 y Fe = σt,
siendo σt como se define en la Sección C3.1.2.
2
(Ec. C4.2-2)
(Ec. C4.2-3)
C4.3 Secciones no simétricas
Para perfiles cuyas secciones transversales no presentan ningún tipo de simetría,
ya sea con respecto a un eje o con respecto a un punto, Fe se debe determinar
mediante un análisis racional. Alternativamente, los miembros comprimidos
compuestos por este tipo de perfiles se pueden ensayar de acuerdo con el Capítulo
F.
C4.4 Miembros comprimidos que tienen un ala unida al tablero o
revestimiento mediante sujetadores pasantes
*
En los pórticos en los cuales la estabilidad lateral es provista por arriostramiento diagonal, muros de cortante, unión a una
estructura adyacente que posee una estabilidad lateral adecuada, o losas de entrepiso o tableros de cubierta asegurados
horizontalmente por medio de muros o sistemas de arriostramiento paralelos al plano del pórtico, y en las cerchas, el factor de
longitud efectiva, K, para miembros comprimidos que no dependen de su propia rigidez a la flexión para la estabilidad del
pórtico o cercha, se debe tomar igual a la unidad, a menos que un análisis demuestre que se justifica el uso de un valor menor.
En un pórtico cuya estabilidad lateral depende de su propia rigidez flexional, la longitud efectiva, KL, de los miembros
comprimidos se debe determinar aplicando un método racional y no debe ser menor que la longitud no arriostrada real.
67
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Estos requisitos se aplican a perfiles C o Z con cargas concéntricas a lo largo de
su eje longitudinal, con sólo una de las alas unida al tablero o revestimiento
mediante sujetadores pasantes.
La resistencia axial nominal de los perfiles C o Z continuos o de un solo tramo
se debe calcular de la siguiente manera:
(a) Para la resistencia nominal respecto al eje débil
Pn = C1C 2 C3 AE / 29500 kips (Newtons)
(Ec. C4.4-1)
Ω = 1,80 ( ASD )
φ = 0,85 ( LRFD )
donde
C1 = ( 0,79x + 0,54 )
(Ec. C4.4-2)
C 2 = (1,17t + 0,93) cuando t se expresa en pulgadas
(Ec. C4.4-3)
C 2 = ( 0,046t + 0,93) cuando t se expresa en milímetros
(Ec. C4.4-4)
C3 = ( 2,5b − 1,63d + 22,8 ) cuando b y d se expresan en pulgadas
(Ec. C4.4-5)
C3 = ( 0,0984b − 0,0642d + 22,8 ) cuando b y d se expresan en milímetros
Para perfiles Z:
x = Distancia entre el sujetador y el borde externo del alma dividido por
el ancho del alma, como se ilustra en la Figura C4.4.
Para perfiles C:
x = Ancho del ala menos la distancia entre el sujetador y el borde
externo del alma dividido por el ancho del alma, como se ilustra en la
Figura C4.4.
t = espesor del perfil C o Z
b = ancho de ala del perfil C o Z
d = profundidad del perfil C o Z
A = Superficie de la sección transversal total, no reducida, del perfil C o Z
E = Módulo de elasticidad longitudinal del acero
= 29.500 ksi en unidades estadounidenses
= 203.000 MPa en unidades del Sistema Internacional
(Ec. C4.4-6)
b
a
Para perfiles Z, x =
a
b
(Ec. C4.4-7)
Para perfiles C, x =
b−a
b
(Ec. C4.4-8)
Figura C4.4 Definición de x
La Ec. C4.4-1 se debe limitar a losas y cubiertas que cumplan las siguientes
condiciones:
(1) t no es mayor que 0,125 in. (3,22 mm)
68
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
(2)
(3)
(4)
(5)
(6)
(7)
(8)
6 in. (152 mm) ≤ d ≤ 12 in. (305 mm)
Las alas son elementos comprimidos rigidizados en sus bordes
70 ≤ d/t ≤ 170
2,8 ≤ d/b < 5
16 ≤ ancho plano del ala / t < 50
Ambas alas están impedidas de moverse lateralmente en los apoyos
Cubierta o paneles de tabique de acero con sujetadores separados 12
pulgadas (305 mm) o menos entre sus centros y con una rigidez rotacional
lateral mínima igual a 0,0015 k/in/in (10.300N/m/m) (sujetador a la mitad
del ancho del ala) según lo determinado siguiendo el procedimiento de
ensayo de la AISI*
(9) Los perfiles C y Z tienen un límite de fluencia mínimo igual a 33 ksi (228
MPa)
(10) La longitud de los tramos no supera los 33 pies (10 m)
(b) Para la resistencia nominal respecto al eje resistente se deben utilizar las
ecuaciones contenidas en las Secciones C4 y C4.1 de la Especificación.
C5
Combinación de carga axial y flexión
C5.1 Combinación de tracción axial y flexión
C5.1.1 Método ASD
Las resistencias requeridas, T, Mx y My, deben satisfacer las siguientes
ecuaciones de interacción:
y
Ω b M mx Ωb M y Ω t T
+
+
≤ 1,0
M nxt
M nyt
Tn
(Ec. C5.1.1-1)
Ωb M x Ωb M y Ωt T
+
−
≤ 1,0
M nx
M ny
Tn
(Ec. C5.1.1-2)
donde
T = Resistencia a la tracción axial requerida
Mx, My = Resistencias flexionales requeridas respecto a los ejes baricéntricos
de la sección
Tn = Resistencia nominal a la tracción axial determinada de acuerdo con la
Sección C2
Mnx, Mny = Resistencias nominales a la flexión respecto a los ejes baricéntricos
determinadas de acuerdo con la Sección C3
Mnxt, Mnyt = SftFy
Sft = Módulo resistente de la sección total para la fibra traccionada
extrema respecto al eje correspondiente
Ωb = 1,67 para resistencia a la flexión (Sección C3.1.1) o para vigas sin
arriostramiento lateral (Sección C3.1.2)
Ωt = 1,67
*
Se puede obtener más información sobre el procedimiento de ensayo en "Rotational-Lateral Stiffness Test Method for
Beam-to-Panel Assemblies", Cold-Formed Steel Design Manual, Parte VIII.
69
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
C5.1.2 Método LRFD
Las resistencias requeridas, Tu, Mux y Muy, deben satisfacer las siguientes
ecuaciones de interacción:
Ω b M ux Ω b M uy
T
+
+ u ≤ 1,0
φb M nxt φb M nyt φt Tn
(Ec. C5.1.2-1)
M uy
M ux
T
+
− u ≤ 1,0
φb M nx φb M ny φt Tn
(Ec. C5.1.2-2)
donde
Tu = Resistencia a la tracción axial requerida
Mux, Muy = Resistencias flexionales requeridas respecto a los ejes baricéntricos
de la sección
Tn = Resistencia axial nominal determinada de acuerdo con la Sección C2
Mnx, Mny = Resistencias nominales a la flexión respecto a los ejes baricéntricos
determinadas de acuerdo con la Sección C3
Mnxt, Mnyt = SftFy
Sft = Módulo resistente de la sección total para la fibra traccionada
extrema respecto al eje correspondiente
φb = 0,90 ó 0,95 para resistencia a la flexión (Sección C3.1.1) ó 0,90 para
vigas sin arriostramiento lateral (Sección C3.1.2)
φt = 0,95
C5.2 Combinación de compresión axial y flexión
C5.2.1 Método ASD
Las resistencias requeridas, P, Mx y My, deben satisfacer las siguientes
ecuaciones de interacción:
Ωc P Ωb C mx M x Ω b C my M y
+
+
≤ 1,0
Pn
M nx α x
M ny α y
(Ec. C5.2.1-1)
Ωc P Ω b M x Ω b M y
+
+
≤ 1,0
Pno
M nx
M ny
(Ec. C5.2.1-2)
Cuando ΩcP/Pn ≤ 0,15 en vez de las dos ecuaciones anteriores se puede utilizar
la siguiente ecuación:
Ωc P Ω b M x Ω b M y
+
+
≤ 1,0
(Ec. C5.2.1-3)
Pn
M nx
M ny
donde
P = Resistencia a la compresión axial requerida
Mx, My = Resistencias flexionales requeridas respecto a los ejes baricéntricos
de la sección efectiva determinadas sólo para la resistencia a la
compresión axial requerida. Para las secciones en ángulo, My se debe
tomar ya sea como la resistencia flexional requerida o como la
resistencia flexional requerida más PL/1000, el valor con el cual se
obtenga un menor valor admisible para P.
70
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Pn = Resistencia axial nominal determinada de acuerdo con la Sección C4
Pno = Resistencia axial nominal determinada de acuerdo con la Sección C4,
con Fn = Fy
Mnx, Mny = Resistencias flexionales nominales respecto a los ejes baricéntricos
determinadas de acuerdo con la Sección C3
Ωc P
PEx
ΩP
αy = 1 − c
PEy
αx = 1 −
PEx =
PEy =
(Ec. C5.2.1-4)
(Ec. C5.2.1-5)
π2 EI x
2
(Ec. C5.2.1-6)
2
(Ec. C5.2.1-7)
( K x Lx )
π2 EI y
(K L )
y
Ωb
Ωc
Ix
Iy
Lx
Ly
Kx
Ky
Cmx, Cmy
y
= 1,67 para resistencia a la flexión (Sección C3.1.1) o para vigas sin
arriostramiento lateral (Sección C3.1.2)
= 1,80
= Momento de inercia de la sección total, no reducida, respecto al
eje x
= Momento de inercia de la sección total, no reducida, respecto al
eje y
= Longitud no arriostrada real para flexión respecto al eje x
= Longitud no arriostrada real para flexión respecto al eje y
= Factor de longitud efectiva para pandeo respecto al eje x
= Factor de longitud efectiva para pandeo respecto al eje y
= Coeficientes cuyos valores se deben tomar de la siguiente manera:
1. Para miembros comprimidos en pórticos sujetos a traslación
conjunta (desplazamiento lateral)
Cm = 0,85
2. Para miembros comprimidos restringidos en pórticos
arriostrados contra la traslación conjunta y no sujetos a cargas
transversales entre sus apoyos en el plano de flexión
(Ec. C5.2.1-8)
C m = 0,6 − 0, 4 ( M1 / M 2 )
donde
M1/M2 es la relación entre el menor y el mayor momento en
los extremos de la porción de miembro analizado que no está
arriostrado en el plano de flexión. M1/M2 es positivo cuando el
miembro se flexiona con curvatura inversa y negativo cuando
se flexiona con curvatura simple.
3. Para miembros comprimidos en pórticos arriostrados contra la
traslación conjunta en el plano de carga y sometidos a cargas
transversales entre sus apoyos, el valor de Cm se puede
determinar mediante análisis racional. Sin embargo, en vez de
efectuar este análisis se pueden utilizar los siguientes valores:
(a) para miembros cuyos extremos están restringidos,
Cm = 0,85
(b) para miembros cuyos extremos no están restringidos,
71
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Cm = 1,0
C5.2.2 Método LRFD
Las resistencias requeridas, Pu, Mux y Muy, deben satisfacer las siguientes
ecuaciones de interacción:
C my M uy
Pu
C M
+ mx ux +
≤ 1,0
φc Pn φb M nx α x φb M ny α y
(Ec. C5.2.2-1)
M uy
Pu
M ux
+
+
≤ 1,0
φc Pno φb M nx φb M ny
(Ec. C5.2.2-2)
Cuando Pu/φcPn ≤ 0,15 en vez de las dos ecuaciones anteriores se puede utilizar
la siguiente ecuación:
M uy
Pu
M ux
+
+
≤ 1,0
φc Pn φb M nx φb M ny
(Ec. C5.2.2-3)
donde
Pu = Resistencia a la compresión axial requerida
Mux, Muy = Resistencias flexionales requeridas respecto a los ejes baricéntricos
de la sección efectiva determinada sólo para la resistencia a la
compresión axial requerida. Para las secciones en ángulo, Muy se
debe tomar ya sea como la resistencia flexional requerida o como la
resistencia flexional requerida más PuL/1000, el valor con el cual se
obtenga un menor valor admisible para Pu.
Pn = Resistencia axial nominal determinada de acuerdo con la Sección C4
Pno = Resistencia axial nominal determinada de acuerdo con la Sección C4,
con Fn = Fy
Mnx, Mny = Resistencias flexionales nominales respecto a los ejes baricéntricos
determinadas de acuerdo con la Sección C3
Pu
(Ec. C5.2.2-4)
αx = 1 −
PEx
P
(Ec. C5.2.2-5)
αy = 1 − u
PEy
PEx =
PEy =
π2 EI x
2
(Ec. C5.2.2-6)
2
(Ec. C5.2.2-7)
( K x Lx )
π2 EI y
(K L )
y
y
φb = 0,90 ó 0,95 para resistencia a la flexión (Sección C3.1.1) ó 0,90
para vigas sin arriostramiento lateral (Sección C3.1.2)
φc = 0,85
Ix = Momento de inercia de la sección total, no reducida, respecto al
eje x
Iy = Momento de inercia de la sección total, no reducida, respecto al
eje y
72
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Lx =
Ly =
Kx =
Ky =
Cmx, Cmy
C6
Longitud no arriostrada real para flexión respecto al eje x
Longitud no arriostrada real para flexión respecto al eje y
Factor de longitud efectiva para pandeo respecto al eje x
Factor de longitud efectiva para pandeo respecto al eje y
Coeficientes cuyos valores se deben tomar de la siguiente
manera:
1. Para miembros comprimidos en pórticos sujetos a traslación
conjunta (desplazamiento lateral)
Cm = 0,85
2. Para miembros comprimidos restringidos en pórticos
arriostrados contra la traslación conjunta y no sometidos a
(Ec. C5.2.2-8)
cargas transversales entre sus apoyos en el plano de flexión
C m = 0,6 − 0, 4 ( M1 / M 2 )
donde
M1/M2 es la relación entre el menor y el mayor momento en
los extremos de la porción del miembro analizado que no está
arriostrado en el plano de flexión. M1/M2 es positivo cuando
el miembro se flexiona con curvatura inversa y negativo
cuando se flexiona con curvatura simple.
3. Para miembros comprimidos en pórticos arriostrados contra
la traslación conjunta en el plano de carga y sometidos a
cargas transversales entre sus apoyos, el valor de Cm se puede
determinar mediante análisis racional. Sin embargo, en vez de
este análisis se pueden utilizar los siguientes valores:
(a) para miembros cuyos extremos están restringidos,
Cm = 0,85
(a) para miembros cuyos extremos no están restringidos,
Cm = 1,0
Miembros cilíndricos tubulares
Los requisitos de esta Sección se aplican a miembros cilíndricos tubulares cuya
relación diámetro exterior / espesor de pared, D/t, no es mayor que 0,441 E/Fy.
C6.1 Flexión
Para los miembros solicitados a flexión, la resistencia nominal a la flexión, Mn,
se debe calcular de la siguiente manera:
`
Para D/t ≤ 0,070 E/Fy
M n = 1, 25FySf
Para 0,070 E/Fy < D/t ≤ 0,319 E/Fy

 E / Fy  
M n =  0,970 + 0,020 
  FySf
 D / t 

Para 0,319 E/Fy < D/t ≤ 0,441 E/Fy
M n = [0,328E / ( D / t )]Sf
Ωb = 1,67 (ASD)
φb = 0,95 (LRFD)
(Ec. C6.1-1)
(Ec. C6.1-2)
(Ec. C6.1-3)
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
73
donde
Sf = Módulo elástico de la sección transversal total, no reducida
C6.2 Compresión
Los requisitos de esta Sección se aplican a miembros en los cuales la resultante
de todas las cargas y momentos que actúan sobre el miembro es equivalente a una
única fuerza en la dirección del eje del miembro que pasa a través del baricentro de
la sección.
La resistencia axial nominal, Pn, se debe calcular de la siguiente manera:
Pn = Fn A e
(Ec. C6.2-1)
Ωc = 1,80 ( ASD )
φc = 0,85 ( LRFD )
Fn se determina de la siguiente manera:
Para λc ≤ 1,5
(
2
)
Fn = 0,658λc Fy
Para λc > 1,5
 0,877 
Fn =  2  Fy
 λc 
donde
Fy
λc =
Fe
En las ecuaciones anteriores:
Fe = Tensión de pandeo flexional elástico determinada de acuerdo
con la Sección C4.1
A e = 1 − (1 − R 2 ) (1 − A o / A )  A
R = Fy / 2Fe
 0,037

D
E
Ao = 
+ 0,667  A ≤ A para ≤ 0,441
t
Fy
 ( DFy ) / ( tE )

Ao = Superficie de la sección transversal no reducida
C6.3 Combinación de flexión y compresión
Las combinaciones de flexión y compresión deben satisfacer los requisitos de la
Sección C5.
(Ec. C6.2-2)
(Ec. C6.2-3)
(Ec. C6.2-4)
(Ec. C6.2-5)
(Ec. C6.2-6)
(Ec. C6.2-7)
74
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
D. CONJUNTOS ESTRUCTURALES
D1.
Secciones armadas
D1.1 Secciones compuestas por dos perfiles C
La máxima separación longitudinal admisible, smax, de las soldaduras u otros conectores que
unen dos perfiles C para formar una sección doble T es:
(a) Para miembros comprimidos:
Lrcy
(Ec. D1.1-1)
s max =
2rI
donde
L = Longitud no arriostrada del miembro comprimido
r1 = Radio de giro de la sección doble T respecto al eje perpendicular a la
dirección en la cual se produciría pandeo para las condiciones dadas
de apoyo y arriostramiento intermedio
rcy = Radio de giro de un perfil C respecto a su eje baricéntrico paralelo al
alma
(b) Para miembros flexados:
2gTs
(Ec. D1.1-2)
s max = L / 6 ≤
mq
donde
L = Longitud de la viga
Ts = Resistencia de cálculo de la conexión traccionada (Sección E)
g = Distancia vertical entre las dos filas de conexiones más próximas a
las alas superior e inferior
q = Carga de cálculo sobre la viga para separación de los conectores
(Usar cargas nominales para ASD, cargas factoreadas para LRFD.
Para los métodos de determinación, ver a continuación)
m = Distancia entre el centro de corte de un perfil C y el plano medio de
su alma.
Para perfiles C simples sin labios rigidizadores en los bordes
exteriores,
w f2
m=
(Ec. D1.1-3)
2w f + d / 3
Para perfiles C con labios rigidizadores en los bordes exteriores,

w dt 
4D 2  
m = f  w f d + 2D  d −
(Ec. D1.1-4)

4I x 
3d  

wf = Proyección de las alas a partir de la cara interna del alma (para
perfiles C con alas de diferentes anchos, wf se debe tomar como el
ancho del ala más ancha)
d = Profundidad del perfil C o la viga
D = Profundidad total del labio rigidizador
Ix = Momento de inercia de un perfil C respecto a su eje baricéntrico
normal al alma
La carga, q, se obtiene dividiendo las cargas concentradas o reacciones por la
longitud de apoyo. Para las vigas diseñadas para una carga uniformemente
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
distribuida, q se debe tomar igual a tres veces la carga uniformemente distribuida,
en base a las cargas nominales para ASD, cargas factoreadas para LRFD. Si la
longitud de apoyo de una carga concentrada o reacción es más pequeña que la
separación entre soldaduras, s, la resistencia de cálculo requerida de las soldaduras
o conexiones más próximas a la carga o reacción es:
Ts = Ps m / 2g
donde Ps es una carga concentrada o reacción en base a las cargas
nominales para ASD, cargas factoreadas para LRFD.
La máxima separación admisible, smax, de las conexiones depende de la
intensidad de la carga directamente en la conexión. Por lo tanto, si las conexiones
están separadas uniformemente en toda la longitud de la viga, ésta se debe
determinar en el punto de máxima intensidad de carga localizada. En caso que la
separación obtenida mediante este procedimiento resultara inconveniente desde el
punto de vista económico se puede adoptar uno de los métodos siguientes: (a) se
puede variar la separación de las conexiones a lo largo de la viga de acuerdo con la
variación de la intensidad de la carga; o (b) se pueden soldar platabandas a las alas
en los puntos donde están aplicadas las cargas concentradas. Luego la resistencia al
corte de cálculo de las conexiones que unen estas platabandas a las alas se debe
tomar como Ts, y g se debe tomar igual a la profundidad de la viga.
D1.2 Separación de las conexiones en elementos comprimidos
La separación, s, en la dirección del esfuerzo de soldaduras, remaches o bulones
que conectan una platabanda, una plancha de refuerzo o un rigidizador no integral
comprimido a otro elemento no debe ser mayor que
(a) la que se requiere para transmitir el corte entre las partes conectadas, en base a
la resistencia de cálculo por cada conexión especificada en otras secciones de
la presente; o
(b) 1,16 E / f c , siendo t el espesor de la platabanda o plancha de refuerzo y fc la
tensión en la platabanda o plancha de refuerzo bajo carga de servicio; o
(c) tres veces el ancho plano, w, del elemento comprimido no rigidizado más
angosto que tributa a las conexiones, pero no es necesario que sea menor que
1,11 E / Fy si w/t < 0,50 E / Fy , ó 1,33t E / Fy si w/t ≥ 0,50 E / Fy , a menos
que (a) o (b) requieran una separación menor.
En el caso de soldaduras de filetes no continuos paralelas a la dirección del
esfuerzo, la separación se debe tomar como la distancia libre entre soldaduras, más
media pulgada. En todos los demás casos la separación se debe tomar como la
distancia entre centro y centro de las conexiones.
Excepción: Los requisitos de esta Sección no se aplican a platabandas que
actúan exclusivamente como material de revestimiento y no se consideran
elementos portantes.
D2
Sistemas mixtos
El diseño de los miembros de los sistemas mixtos en los cuales se utilizan
componentes de acero conformado en frío conjuntamente con otros materiales debe
75
(Ec. D1.1-5)
76
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
cumplir con los requisitos de esta Especificación y de la especificación aplicable para
el otro material.
D3
Arriostramiento lateral
Las riostras se deben diseñar de manera de restringir la flexión o torsión de una viga
o columna cargada, y de evitar abolladuras localizadas en los puntos de unión.
D3.1 Vigas y columnas simétricas
Las riostras y sistemas de arriostramiento, incluyendo sus conexiones, se deben
diseñar considerando los requisitos de resistencia y rigidez.
D3.2 Perfiles C y Z utilizados como vigas
Los siguientes requisitos con respecto al arriostramiento para restringir la torsión
de perfiles C y Z utilizados como vigas cargadas en el plano del alma se aplican
sólo cuando (a) el ala superior está conectada al tablero o revestimiento de manera
que restringe eficazmente la deformación lateral del ala conectada*, o (b) ninguna
de las alas está conectada de esta manera. Cuando ambas alas están conectadas de
esta manera no se requiere arriostramiento adicional.
D3.2.1 Anclaje del arriostramiento para cubiertas sometidas a cargas
gravitatorias que poseen el ala superior conectada al
resvestimiento
Para los perfiles C y Z diseñados de acuerdo con la Sección C3.1.1 y que tienen
un tablero o revestimiento sujetado a las alas superiores (sistemas con sujetadores
pasantes o juntas de plegado saliente), es necesario restringir las alas de manera que
los máximos desplazamientos laterales del ala superior con respecto a los puntos de
reacción de la correa no sean mayores que la longitud del tramo dividida por 360. Si
las alas superiores de todas las correas están orientadas con sus caras en la misma
dirección, el anclaje del sistema de restricción debe ser capaz de satisfacer los
requisitos de las Secciones D3.2.1(a) y D3.2.1(b). Si las alas superiores de líneas de
correas adyacentes están orientadas con sus caras en direcciones opuestas, no se
aplican los requisitos de las Secciones D3.2.1(a) y D3.2.1(b).
Si las fuerzas de otras líneas de correas se transmiten a través del tablero de la
cubierta y sus sistema de conexión, sólo es necesario que las riostras ancladas estén
conectadas a una línea de correas en cada vano de correas de cada pendiente de la
cubierta. Las riostras ancladas deben estar tan cerca como sea posible del ala que
está conectada al tablero o revestimiento. Se deben proveer riostras ancladas para
cada vano de correas.
Para arriostramientos dispuestos de manera diferente a las tratadas en las
Secciones D3.2.1(a) y D3.2.1(b) se deben llevar a cabo ensayos de acuerdo con el
Capítulo F para que el tipo y/o separación seleccionada para las riostras sean tales
que la resistencia de ensayo del conjunto del perfil Z arriostrado sea mayor o igual
que su resistencia flexional nominal, en vez de la requerida por el Capítulo F.
*
En los casos para los cuales la Especificación no contiene un método de diseño explícito, se debe buscar información
adicional en el Comentario.
77
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
(a) Perfiles C:
Para los sistemas de cubierta que utilizan perfiles C como correas con todas las
alas comprimidas con sus caras en la misma dirección, se debe proveer un
sistema de restricción capaz de resistir 0,05W, además de las otras cargas,
siendo W la carga de diseño (carga nominal para ASD, carga factoreada para
LRFD) soportada por todas las líneas de correas restringidas. Cuando en una
correa se utiliza más de una riostra, la fuerza de restricción 0,05W se debe
dividir en partes iguales entre todas las riostras.
(b) Perfiles Z:
Para los sistemas de cubierta que poseen entre cuatro y veinte líneas de perfiles
Z utilizados como correas con todas las alas superiores con sus caras apuntando
en la dirección de la pendiente ascendente de la cubierta, y con riostras de
restricción en los apoyos, puntos medios o puntos correspondientes a los
tercios de las correas, cada riostra se debe diseñar de manera de resistir una
fuerza determinada de la siguiente manera:
(1) Sistema de un solo tramo con restricciones en los apoyos:
 0,220b1,50

PL = 0,5  0,72 0,90 0,60 − sin θ  W
 n p d t

(Ec. D3.2.1-1)
(2) Sistema de un solo tramo con restricciones en los puntos correspondientes a
los tercios:
 0, 474b1,22

(Ec. D3.2.1-2)
PL = 0,5  0,57 0,89 0,33 − sin θ  W
 n p d t

(3) Sistema de un solo tramo con restricción en el punto medio:
 0, 224b1,32

PL =  0,65 0,83 0,50 − sin θ  W
 n p d t

(Ec. D3.2.1-3)
(4) Sistema de múltiples tramos con restricciones en los apoyos:
 0,053b1,88 L0,13

(Ec. D3.2.1-4)
PL = C tr  0,95 1,07 0,94 − sin θ  W
 n p d t

donde
Ctr = 0,63 para riostras en los apoyos extremos de sistemas de múltiples tramos
Ctr = 0,87 para riostras en los primeros apoyos interiores
Ctr = 0,81 para todas las demás riostras
(5) Sistema de múltiples tramos con restricciones en
correspondientes a los tercios:
 0,181b1,15 L0,25

PL = C th  0,54 1,11 0,29 − sin θ  W
 n p d t

donde
Cth = 0,57 para riostras externas en tramos exteriores
Cth = 0,48 para todas las demás riostras
los
puntos
(Ec. D3.2.1-5)
78
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
(6) Sistema de múltiples tramos con restricciones en los puntos medios:
 0,116b1,32 L0,18

− sin θ  W
(Ec. D3.2.1-6)
PL = C ms 
0,70
0,50
 n p dt

donde
Cms = 1,05 para riostras en tramos exteriores
Ctms= 0,90 para todas las demás riostras
donde
b = Ancho del ala
d = Profundidad del perfil
t = Espesor
L = Longitud del tramo
θ = Ángulo entre la vertical y el plano del alma del perfil Z, grados
np = Número de líneas de correas paralelas
W = Carga total soportada por las líneas de correas entre apoyos adyacentes
(Para ASD utilizar cargas nominales, para LRFD utilizar cargas
factoreadas)
La fuerza, PL, es positiva cuando la restricción se requiere para impedir el
movimiento de las alas de las correas en la dirección ascendente de la pendiente de
la cubierta.
Para los sistemas que tienen menos de cuatro líneas de correas, la fuerza de las
riostras se debe determinar tomando 1,1 veces la fuerza calculada mediante las
Ecuaciones D3.2.1-1 a D3.2.1-6, con np = 4. Para sistemas que tienen más de veinte
líneas de correas, la fuerza de las riostras se debe determinar utilizando las
Ecuaciones D3.2.1-1 a D3.2.1-6, con np = 20 y W en base al número total de
correas.
D3.2.2 Ninguna de las alas conectadas al revestimiento
Cada una de las riostras intermedias, en las alas superior e inferior, se deben
diseñar para resistir una fuerza lateral requerida, PL, determinada de la siguiente
manera:
(a) Para cargas uniformes, PL = 1,5K' por la carga de diseño (cargas nominales
para ASD, cargas factoreadas para LRFD) en una distancia de 0,5a a cada lado
de la riostra.
(b) Para cargas concentradas, PL = 1,0K' por cada carga concentrada de diseño
ubicada a una distancia de 0,3a o menos a cada lado de la riostra, más 1,4K'(1x/a) por cada carga concentrada de diseño ubicada a más de 0,3a pero a no más
de 1,0a de la riostra. Para ASD la carga concentrada de diseño es la carga
nominal y para LRFD es la carga factoreada.
En las ecuaciones anteriores:
Para perfiles C y perfiles Z:
x = Distancia desde la carga concentrada hasta la riostra
a = Distancia entre los ejes de las riostras
Para perfiles C:
K´= m / d
donde
(Ec. D3.2.2-1)
79
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
m = Distancia entre el centro de corte y el plano medio del alma, según lo
especificado en la Sección D1.1
d = Profundidad del perfil C
Para perfiles Z:
K´= I xy / I x
(Ec. D3.2.2-2)
donde
Ixy = Producto de inercia de la sección total respecto a los ejes baricéntricos
paralelo y perpendicular al alma
Ix = Momento de inercia de la sección total respecto al eje baricéntrico
perpendicular al alma
Las riostras se deben diseñar de manera de evitar la abolladura localizada en los
puntos donde se unen al miembro.
Cuando se proveen riostras, éstas deben estar unidas de manera de restringir
eficazmente la sección contra la deflexión lateral de ambas alas en los extremos y
en cualquier punto de arriostramiento intermedio.
Cuando todas las cargas y reacciones que actúan sobre una viga se transmiten a
través de miembros que se unen a la sección de manera tal que restringen
eficazmente la sección contra su rotación torsional y desplazamiento lateral, no se
requieren riostras adicionales a excepción de las requeridas por motivos de
resistencia de acuerdo con la Sección C3.1.2.
D3.3 Vigas tipo cajón sin arriostramiento lateral
Para las secciones tipo cajón cerrado utilizadas como vigas sometidas a flexión
respecto al eje mayor, la relación entre la longitud sin apoyo lateral y la distancia
entre las almas de la sección no debe ser mayor que 0,086 E/Fy.
D4
Montantes y conjuntos de montantes que integran un tabique
Los montantes para tabiques se deben diseñar en base a un sistema todo de acero de
acuerdo con la Sección C, o bien en base al revestimiento de acuerdo con las Secciones
D4.1 a D4.3. Están permitidas tanto las almas macizas como las perforadas. Ambos
extremos del montante deben estar conectados para restringir la rotación respecto al eje
longitudinal del montante y el desplazamiento horizontal perpendicular al eje del
montante.
(a) Diseño todo de acero:
Los conjuntos de montantes para tabiques que utilizan un diseño todo de acero
se deben diseñar despreciando la contribución estructural de los revestimientos a los
cuales están unidos y deben cumplir con los requisitos de la Sección C. En el caso
de perforaciones circulares en el alma ver la Sección B2.2, y en el caso de
perforaciones no circulares en el alma la superficie efectiva se debe determinar de
la siguiente manera:
La superficie efectiva, Ae, a una tensión Fn, se debe determinar de acuerdo con la
Sección B, suponiendo que el alma consiste en dos elementos no rigidizados, uno a
cada lado de la perforación, o bien la superficie efectiva , Ae, se debe determinar
mediante ensayos de columna corta.
80
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Cuando Ae se determina de acuerdo con la Sección B se aplican las siguientes
limitaciones referidas al tamaño y separación de las perforaciones y a la
profundidad del montante:
(1) La separación entre centro y centro de las perforaciones del alma no debe ser
menor que 24 pulgadas (610 mm).
(2) El máximo ancho de las perforaciones del alma debe ser el menor valor
seleccionado entre 0,5 por la profundidad de la sección, d, ó 2-½ pulgadas
(63,5 mm).
(3) La longitud de las perforaciones del alma no debe ser mayor que 4-½ pulgadas
(114 mm).
(4) La relación profundidad-espesor de la sección, d/t, no debe ser menor que 20.
(5) La distancia entre el extremo del montante y el extremo más próximo de una
perforación no debe ser menor que 10 pulgadas (254 mm).
(b) Diseño arriostrado por el revestimiento
Los conjuntos de montantes para tabiques que utilizan un diseño arriostrado por el
revestimiento se deben diseñar de acuerdo con las Secciones D4.1 a D4.3 y además
deben cumplir con los siguientes requisitos:
En el caso de almas perforadas la superficie efectiva, Ae, se debe determinar como
en el caso (a) anterior.
Debe haber revestimientos unidos a ambos lados del montante y conectados a los
miembros horizontales superior e inferior del tabique para proveerle al montante apoyo
lateral y torsional en el plano del tabique.
El revestimiento debe satisfacer las limitaciones especificadas en la Tabla D4. Si
fuera necesario se debe proveer arriostramiento adicional durante la construcción.
Las ecuaciones dadas son aplicables dentro de las siguientes limitaciones:
Resistencia a la fluencia, Fy ≤ 50 ksi (345 MPa)
Profundidad de la sección, d ≤ 6,0 in. (152 mm)
Espesor de la sección, t ≤ 0,075 in. (1,91 mm)
Longitud total, L ≤ 16 ft. (4,88 m)
Separación de los montantes, mínimo 12 in. (305 mm), máximo 24 in. (610 mm)
D4.1 Montantes de tabiques comprimidos
Para los montantes que tienen revestimientos idénticos unidos a ambas alas, y
despreciando cualquier restricción rotacional provista por el revestimiento, la
resistencia axial nominal, Pn, se debe calcular de la siguiente manera:
Pn = A e Fn
Ω c = 1,80 ( ASD )
φc = 0,85 ( LRFD )
donde
Ae = Superficie efectiva determinada a Fn
Fn = Menor valor determinado mediante las tres condiciones siguientes:
(a) Para impedir el pandeo de columna entre sujetadores en el plano del tabique, Fn
se debe calcular de acuerdo con la Sección C4 con KL igual al doble de la
distancia entre sujetadores.
(b) Para impedir el pandeo flexional y/o torsional de columna generalizado, Fn se
debe calcular de acuerdo con la Sección C4, tomando Fe como el menor de los
(Ec. D4.1-1)
81
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
dos valores de σCR especificados para los siguientes tipos de secciones, siendo
σCR la tensión teórica de pandeo elástico bajo cargas concéntricas:
(1) Perfiles C con simetría simple
σCR = σ ey + Qa
σCR =
1 
( σex + σtQ ) −
2β 
(σ
ex
2
+ σ tQ ) − 4βσ ex σ tQ 

(2) Perfiles Z
σCR = σt + Q t
(Ec. D4.1-2)
(Ec. D4.1-3)
(Ec. D4.1-4)
2
1

σCR = ( σex + σey + Qa ) − ( σex + σey + Qa ) − 4 ( σex σey + σex Qa − σ2 exy )   (Ec. D4.1-5)


2

(3) Perfiles doble T (simetría doble)
σCR = σey + Qa
σCR = σex
(Ec. D4.1-7)
En las ecuaciones anteriores:
π2 E
σex =
2
( L / rx )
σexy = ( π2 EI xy ) / ( AL2 )
σey =
(Ec. D4.1-6)
π2 E
(L / r )
2
(Ec. D4.1-8)
(Ec. D4.1-9)
(Ec. D4.1-10)
y

π2 EC w 
+
GJ

L2 

σ tQ = σ t + Q t
σt =
1
Ar02
Q = Qo ( 2 − s / s´)
(Ec. D4.1-11)
(Ec. D4.1-12)
(Ec. D4.1-13)
donde:
s = separación de los sujetadores, in. (mm); 6 in. (152 mm) ≤ s ≤ 12 in. (305 mm)
s' =12 in. (305 mm);
Qo = Ver Tabla D4
Qa = Q / A
A = Superficie de la sección transversal total, no reducida
L = Longitud del montante
Q t = ( Qd 2 ) / ( 4Ar02 )
d = Profundidad de la sección
Ixy = Producto de inercia
(c) Para impedir que el revestimiento falle por corte, en las siguientes ecuaciones
se debe utilizar un valor de Fn tal que la deformación por corte del
(Ec. D4.1-14)
(Ec. D4.1-15)
82
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
revestimiento, γ, no supere la deformación por corte admisible, γ . La
deformación por corte, γ, se debe determinar de la siguiente manera:
γ = ( π / L )  C1 + ( E1d / 2 ) (Ec. D4.1-16)
donde
C1 y E1 son los valores absolutos de C1 y E1 especificados a continuación
para cada tipo de sección:
(1) Perfiles C con simetría simple
C1 = ( Fn Co ) / ( σey − Fn + Qa )
E1 =
(Ec. D4.1-17)
Fn ( σex − Fn ) ( ro2 E o − x o D o ) − Fn x o ( D o − x o E o ) 
( σex − Fn ) ro2 ( σ tQ − Fn ) − ( Fn x o )
2
(2) Perfiles Z
Fn  Co ( σex − Fn ) − D o σexy 
C1 =
( σey − Fn + Qa ) ( σex − Fn ) − σexy2
(Ec. D4.1-18)
(Ec. D4.1-19)
E1 = ( Fn E o ) / ( σ tQ − Fn )
(Ec. D4.1-20)
(3) Perfiles doble T
C1 = ( Fn C o ) / ( σey − Fn + Q a )
(Ec. D4.1-21)
E1 = 0
donde
xo = distancia entre el centro de corte y el baricentro a lo largo del eje
principal x (valor absoluto)
Co, Eo y Do son las imperfecciones iniciales de la columna, las cuales se
deben suponer de al menos:
Co = L / 350 en dirección paralela al tabique
(Ec. D4.1-22)
D o = L / 700 en dirección perpendicular al tabique
(Ec. D4.1-23)
Eo = L/(d x 10.000), radianes, medida de la torsión inicial del montante con
respecto a la forma inicial, ideal, no pandeada
(Ec. D4.1-24)
Si Fn > 0,5 Fy en las definiciones de σey, σex, σexy y σtQ los parámetros E y G
se deben reemplazar por E' y G', respectivamente, como se define a
continuación:
E´= 4EFn ( Fy − Fn ) / Fy2
(Ec. D4.1-25)
G´= G ( E´/ E )
Está permitido determinar los parámetros del revestimiento Qo y γ
mediante ensayos representativos a escala real, realizados y evaluados como
se describe en los métodos publicados documentados (ver Comentario), o
mediante los valores correspondientes a ensayos a pequeña escala dados en la
Tabla D4.
(Ec. D4.1-26)
83
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
TABLA D4
Parámetros del revestimiento(1)
Revestimiento(2)
Yeso de 3/8 in. (9,5 mm) a 5/8 in. (15,9 mm) de espesor
Material lignocelulósico
Tablero de fibra (regular o impregnado)
Tablero de fibra (fuertemente impregnado)
(1)
(2)
Qo
k
24,0
12,0
7,2
14,4
kN
107,0
53,4
32,0
64,1
γ
longitud/longitud
0,008
0,009
0,007
0,010
Los valores dados están sujetos a las siguientes limitaciones:
Todos los valores corresponden a revestimiento a ambos lados del conjunto del
tabique.
Todos los sujetadores son tornillos autoperforantes para construcción en seco,
tipo S-12, No. 6, o sus equivalentes.
Todos los revestimientos son de ½ in. (12,7 mm) de espesor, a menos que se
especifique lo contrario.
Para otros tipos de revestimientos Qo y γ se pueden determinar de manera
conservadora a partir de ensayos efectuados sobre probetas representativas a
menor escala de acuerdo con lo descripto en los métodos publicados
documentados (ver Comentario).
D4.2 Montantes de tabiques flexados
Para los montantes con idéntico revestimiento unido a ambas alas, y
despreciando cualquier restricción rotacional proporcionada por el revestimiento,
las resistencias nominales a la flexión son Mnxoy Mnyo, donde
Para secciones con alas comprimidas rigidizadas o parcialmente rigidizadas:
Ωb = 1,67 (ASD)
φb = 0,95 (LRFD)
Para secciones con alas comprimidas no rigidizadas:
Ωb = 1,67 (ASD)
φb = 0,90 (LRFD)
Mnxoy Mnyo = Resistencias nominales a la flexión respecto a los ejes
baricéntricos determinadas de acuerdo con la Sección C3.1,
excluyendo los requisitos de la Sección C3.1.2 (pandeo lateral)
D4.3 Montantes de tabiques sometidos a carga axial y flexión
La resistencia axial requerida y la resistencia a la flexión requerida deben
satisfacer las ecuaciones de interacción de la Sección C5, redefiniendo los
siguientes términos de la siguiente manera:
Pn = Resistencia axial nominal determinada de acuerdo con la Sección D4.1
En las Ecuaciones C5.2.1-1, C5.2.1-2 y C5.2.1-3 para ASD o C5.2.2-1, C5.2.2-2
y C5.2.2-3 Mnxy Mny se deben reemplazar por las resistencias nominales a la
flexión, Mnxoy Mnyo, respectivamente.
D5
Construcción de diafragmas de acero para losas, cubiertas o tabiques
84
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
La resistencia nominal al corte en el plano de un diafragma, Sn, se debe establecer
mediante cálculos o ensayos.
Ωd = Según lo especificado en la Tabla D5 (ASD)
φd = Según lo especificado en la Tabla D5 (LRFD)
TABLA D5
Factores de seguridad y factores de resistencia para diafragmas
Ωd
φd
Condiciones del diafragma
2,65
0,60
para diafragmas en los cuales el modo de falla es el de pandeo, caso contrario;
3,0
0,50
para diafragmas soldados a la estructura sometidos a cargas sísmicas, o
sometidos a combinaciones de cargas que incluyen cargas sísmicas.
2,35
0,55
para diafragmas soldados a la estructura sometidos a cargas de viento, o
sometidos a combinaciones de cargas que incluyen cargas de viento
2,5
0,60
para diafragmas conectados a la estructura mediante uniones mecánicas
sometidos a cargas sísmicas, o sometidos a combinaciones de cargas que
incluyen cargas sísmicas.
2,0
0,65
para diafragmas conectados a la estructura mediante uniones mecánicas
sometidos a cargas de viento, o sometidos a combinaciones de cargas que
incluyen cargas de viento
2,45
0,65
para diafragmas conectados a la estructura ya sea por medios mecánicos o
soldadura sometidos a combinaciones de cargas que no incluyen cargas de
viento o cargas sísmicas.
85
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
E.
UNIONES Y CONEXIONES
E1
Requisitos generales
Las conexiones se deben diseñar para transmitir las máximas fuerzas de cálculo que
actúan sobre los miembros conectados. Las excentricidades se deben analizar
cuidadosamente.
E2
Uniones soldadas
Los siguientes criterios de diseño determinan las uniones soldadas utilizadas para
miembros estructurales de acero conformado en frío en las cuales el espesor de la pieza
conectada más delgada es de 0,18 in. (4,57 mm) o menos. Para las uniones soldadas en
las cuales el espesor de la pieza conectada más delgada es superior a 0,18 in. (4,57
mm), ver la publicación "Specification for Structural Steel Buildings, Allowable Stress
Design and Plastic Design" de AISC o la publicación "Load and Resistance Factor
Design for Structural Steel Buildings".
Con las excepciones que aquí se indican, las soldaduras por arco sobre acero donde
al menos una de las partes conectadas tiene un espesor de 0,18 in. (4,57 mm) o menos
se deben efectuar de acuerdo con AWS D1.3 y su Comentario. Las soldadoras y los
procedimientos de soldadura deben calificar según lo especificado en AWS D1.3. La
intención de estos requisitos es cubrir las posiciones de soldadura indicadas en la Tabla
E2.
Las soldaduras de resistencia se deben efectuar de acuerdo con los procedimientos
dados en AWS C1.1 ó AWS C1.3.
TABLA E2
Posiciones de soldadura cubiertas
Posición de soldadura
Cordones de Soldadura de Soldadura de Soldadura de
Puntos de
Soldadura a
ranura en V
tope de ranura soldadura por soldadura filete, a solapa ranura
Unión cuadrada
acampanada
biselada
o en T
por arco
arco
F
-F
F
F
F
Plancha a
H
-H
H
H
H
plancha
V
--V
V
V
OH
--OH
OH
OH
Plancha a
miembro
de apoyo
-----
F
----
F
----
F
H
V
OH
F
H
V
OH
-----
(F = plana, H = horizontal, V = vertical, OH = desde la cara inferior)
E2.1 Soldaduras de ranura en uniones a tope
La resistencia nominal, Pn, de una soldadura de ranura en una unión a tope,
soldada desde uno o ambos lados, se debe determinar de la siguiente manera:
(a) Tracción o compresión normal a la superficie efectiva o paralela al eje de la
soldadura
Pn = Lt e Fy
(Ec. E2.1-1)
86
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Ω = 2,50 ( ASD )
φ = 0,90 ( LRFD )
(b) Corte en la superficie efectiva, el menor valor entre las ecuaciones E2.1-2 ó
E2.1-3
Pn = Lt e 0,6Fxx
(Ec. E2.1-2)
Ω = 2,50 ( ASD )
φ = 0,80 ( LRFD )
Pn = Lt e Fy / 3
(Ec. E2.1-3)
Ω = 2,50 ( ASD )
φ = 0,90 ( LRFD )
donde
Pn = Resistencia nominal de una soldadura de ranura
Fxx = Denominación de la resistencia del metal de relleno en la
clasificación de electrodos AWS
Fy = Límite de fluencia mínimo especificado del acero base de menor
resistencia
L = Longitud de la soldadura
te = Dimensión efectiva de la garganta de una soldadura de ranura
E2.2 Puntos de soldadura por arco
Los puntos de soldadura por arco permitidos por esta Especificación son para
soldar una plancha de acero a miembros de apoyo de mayor espesor ubicados en
posición plana. No se deben realizar puntos de soldadura por arco si la parte de
acero más delgada conectada tiene más de 0,15 in. (3,81 mm) de espesor, ni a través
de una combinación de planchas de acero cuyo espesor total sea superior a 0,15 in.
(3,81 mm).
Cuando el espesor de la lámina es menor que 0,028 in. (0,711 mm) se deben
utilizar arandelas para soldaduras, Figuras E2.2A y E2.2B. Las arandelas para
soldaduras deben tener un espesor comprendido entre 0,05 in. (1,27 mm) y 0,08 in.
(2,03 mm) y un orificio preperforado con un diámetro mínimo de 3/8 in. (9,53 mm).
Punto de soldadura al arco
Plancha
Arandela para soldadura
Miembro de apoyo
Figura E2.2A Típica arandela para soldaduras
87
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Aleta opcional
Arandela
Plano de máxima
transferencia de corte
Figura E2.2B
Punto de soldadura por arco utilizando una arandela
Los puntos de soldadura por arco se deben especificar mediante el diámetro
efectivo mínimo de la superficie fundida, de. El mínimo diámetro efectivo admisible
es 3/8 in. (9,5 mm).
E2.2.1 Corte
La resistencia nominal al corte, Pn, de cada punto de soldadura por arco que
une una o más chapas y un miembro de apoyo se debe determinar utilizando el
menor valor entre
πd 2
(a) Pn = e 0,75Fxx
(Ec. E2.2.1-1)
4
Ω = 2,50 ( ASD )
φ = 0,60 ( LRFD )
(b) Para ( d a / t ) ≤ 0,815
( E / Fu )
Pn = 2, 20 t d a Fu
(Ec. E2.2.1-2)
Ω = 2,50 ( ASD )
φ = 0,60 ( LRFD )
Para 0,815
( E / Fu ) < (d a / t) < 1,397 ( E / Fu )

E / Fu 
Pn = 0, 280 1 + 5,59
 td a Fu
d a / t 

Ω = 2,50 ( ASD )
(Ec. E2.2.1-3)
φ = 0,50 ( LRFD )
Para ( d a / t ) ≥ 1,397
( E / Fu )
(Ec. E2.2.1-4)
Pn = 1,40 t d a Fu
Ω = 2,50 ( ASD )
φ = 0,50 ( LRFD )
donde
Pn = Resistencia nominal al corte de un punto de soldadura por arco
d = Diámetro visible de la superficie exterior del punto de soldadura por
arco
88
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
da = Diámetro promedio del punto de soldadura por arco a la mitad del
espesor de t, donde da = (d - t) para una sola plancha, y (d - 2t) para
múltiples planchas (no más de cuatro planchas superpuestas sobre un
miembro de apoyo)
de = Diámetro efectivo de la superficie fundida en el plano de máxima
transferencia de corte
= 0,7d − 1,5t pero ≤ 0,55d
(Ec. E2.2.1-5)
t = Espesor total combinado del acero base (excluyendo los
revestimientos) de las planchas que participan en la transferencia de
corte sobre el plano de máxima transferencia de corte
Fxx = Denominación de la resistencia del metal de relleno en la
clasificación de electrodos AWS
Fu = Resistencia a la tracción según lo especificado en las Secciones A3.1
ó A3.2.
Nota: Ver Figuras E2.2C y E2.2D para las definiciones de los diámetros.
La distancia medida en la línea de fuerza desde el eje de una soldadura hasta
el borde más cercano de una soldadura adyacente o hasta el extremo de la parte
conectada hacia la cual se dirige la fuerza no debe ser menor que el valor de emin
dado a continuación:
PΩ
( ASD )
Fu t
P
= u ( LRFD )
φFu t
e min =
(Ec. E2.2.1-6a)
e min
(Ec. E2.2.1-6b)
Cuando Fu/Fsy ≥ 1,08
Ω = 2,0 (ASD)
φ = 0,70 (LRFD)
Cuando Fu/Fsy < 1,08
Ω = 2,22 (ASD)
φ = 0,60 (LRFD)
donde
P = Resistencia requerida (fuerza nominal) transmitida por la soldadura
(ASD)
Pu = Resistencia requerida (fuerza factoreada) transmitida por la soldadura
(LRFD)
t = Espesor de la plancha conectada más delgada
Fsy = Límite de fluencia de acuerdo con lo especificado en las Secciones A3.1
ó A3.2
Nota: Ver Figuras E2.2E y E2.2F para las definiciones de los diámetros.
Además, la distancia entre el eje de cualquier soldadura hasta el extremo o
borde del miembro conectado no debe ser menor que 1,5d. En ningún caso la
distancia libre entre las soldaduras y el extremo del miembro debe ser menor que
1,0d.
89
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
t
d
d e = 0,7d - 1,5t 0,55d
d
e
da
da = d - t
Figura E2.2C
Punto de soldadura por arco - Un solo espesor de plancha
d
t1
t
Plano de máxima
transferencia de corte
t2
d
e
da
d e = 0,7d - 1,5t 0,55d
d a = d - 2t
Figura E2.2D
Punto de soldadura por arco - Doble espesor de plancha
emin
Eje
Eje
emin
d
Bo
rde
rd
Bo
e
t
Figura E2.2E
Distancias a los bordes para puntos de soldadura por arco - Una sola plancha
emin
Eje
Eje
emin
d
Bo
r de
rde
Bo
t
Figura E2.2F Distancias a los bordes para puntos de soldadura por arco - Doble plancha
90
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
E2.2.2 Tracción
La resistencia nominal a la tracción de levantamiento, Pn, de cada punto de
soldadura por arco con carga concéntrica que conecta planchas y un miembro de
apoyo se debe calcular como el menor valor entre:
πd e2
Fxx
4
o ya sea:
Para Fu / E < 0,00187
Pn =
(Ec. E2.2.2-1)
Pn =  6,59 − 3150 ( Fu / E )  td a Fu ≤ 1, 46 td a Fu
Para Fu / E ≥ 0,00187
Pn = 0,70td a Fu
(Ec. E2.2.2-2)
(Ec. E2.2.2-3)
Ω = 2,50 ( ASD )
φ = 0,60 ( LRFD )
También se aplican las siguientes limitaciones adicionales:
emin ≥ d
Fxx ≥ 60 ksi (414 MPa)
Fu ≤ 82 ksi (565 MPa) (de las planchas conectadas)
Fxx > Fu
donde todos los demás parámetros corresponden a lo definido en la Sección E2.2.1
Para puntos de soladura por arco con carga excéntrica sometidos a una tracción
de levantamiento, la resistencia nominal a la tracción se debe tomar como el
cincuenta por ciento del valor anterior.
Para conexiones con múltiples planchas, la resistencia se debe determinar
utilizando la sumatoria de los espesores de las planchas como se indica en las
Ecuaciones E2.2.2-2 y E2.2.2-3.
Dentro de los sistemas de tableros, en las conexiones solapadas de los laterales,
la resistencia nominal a la tracción de la unión soldada debe ser igual al 70 por
ciento de los valores anteriores.
Si mediante mediciones se puede demostrar que utilizando un procedimiento de
soldadura dado se obtendrá un mayor diámetro efectivo, de, o un mayor diámetro
medio, da, según corresponda, este mayor diámetro se puede utilizar siempre que se
siga el procedimiento de soldadura utilizado para las mismas.
E2.3 Cordones de soldadura por arco
Los cordones de soldadura por arco (Figura E2.3A) cubiertos por esta
Especificación se aplican sólo a las siguientes uniones:
(a) Plancha a miembro de apoyo de mayor espesor en posición plana.
(b) Plancha a plancha en posición horizontal o plana.
La resistencia nominal al corte, Pn, de los cordones de soldadura por arco se
deben determinar utilizando el menor valor de:
91
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
t
L
d
Figura E2.3A
Ancho
Cordón de soldadura por arco - Plancha a miembro de apoyo en posición plana
e min
Eje
Eje
e min
Bor
de
rde
Bo
d
Figura E2.3B
Distancias a los bordes para cordones de soldadura por arco
 πd 2

(a) Pn =  e + Ld e  0,75Fxx
 4

(b) Pn = 2,5 tFu ( 0, 25L + 0,96d a )
(Ec. E2.3-1)
(Ec. E2.3-2)
Ω = 2,50 ( ASD )
φ = 0,60 ( LRFD )
donde
Pn = Resistencia nominal al corte de un cordón de soldadura por arco
d = Ancho del cordón de soldadura por arco
L = Longitud del cordón de soldadura por arco excluyendo los extremos
redondeados
(A los fines del cálculo, L no debe ser mayor que 3d)
da = Ancho promedio del cordón de soldadura por arco
donde
da = (d - t) para una sola plancha, y
(d - 2t) para plancha doble
de = Ancho efectivo del cordón de soldadura por arco en las superficies
fundidas
de = 0,7d - 1,5t
(Ec. E2.3-3)
(Ec. E2.3-4)
(Ec. E2.3-5)
92
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
y Fu y Fxx se definen en la Sección E2.2.1. La mínima distancia al borde debe ser
igual a la determinada para el punto de soldadura por arco, Sección E2.2.1. Ver
Figura E2.3B.
E2.4 Soldaduras de filete
Las soldaduras de filete cubiertas por esta Especificaciones se aplican a la
soldadura de uniones en cualquier posición, ya sea:
(a) Plancha a plancha, o
(b) Plancha a un miembro de acero de mayor espesor.
La resistencia nominal al corte, Pn, de una soldadura de filete se debe determinar
de la siguiente manera:
(a) Para carga longitudinal:
Para L/t < 25:
 0,01L 
Pn =  1 −
 tLFu
t 

Ω = 2,50 ( ASD )
(Ec. E2.4-1)
φ = 0,60 ( LRFD )
Para L/t ≥ 25:
Pn = 0,75 tLFu
(Ec. E2.4-2)
Ω = 2,50 ( ASD )
φ = 0,55 ( LRFD )
(b) Para carga transversal:
Pn = tLFu
(Ec. E2.4-3)
Ω = 2,50 ( ASD )
φ = 0,60 ( LRFD )
donde t = valor menor entre t1 ó t2, Figuras E2.4A y E2.4B
Además, para t > 0,150 in. (3,81 mm) la resistencia nominal determinada
anteriormente no debe superar el siguiente valor de Pn:
Pn = 0,75 t w LFxx
(Ec. E2.4-4)
Ω = 2,50 ( ASD )
φ = 0,60 ( LRFD )
donde
Pn = Resistencia nominal al corte de una soldadura de filete
L = Longitud de la soldadura de filete
tw = Garganta efectiva = 0,707w1 ó 0,707w2, cualquiera sea el que resulte
menor. Estará permitida una mayor garganta efectiva si las mediciones
muestran que con el procedimiento de soldadura a utilizar se obtienen
mayores valores de tw de manera consistente.
w1 y w2 = cantos de la soldadura (ver Figuras E2.4 y E2.4B). En las uniones solapadas w1 ≤ t1.
Fu y Fxx se definen en la Sección E2.2.1.
93
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
w2
t1
w2
tw
tw
w1
t1
t
t1
w1
2
t2
Figura E2.4A Soldaduras de filete - Unión solapada
Figura E2.4B Soldaduras de filete - Unión en T
E2.5 Soldaduras de ranura biselada
Las soldaduras de ranura biselada cubiertas por esta Especificación se aplican a
la soldadura de uniones en cualquier posición, ya sea:
(a) Plancha a plancha para soldaduras de ranura biselada en V, o
(b) Plancha a plancha para soldaduras de ranura biselada, o
(c) Plancha a miembro de acero de mayor espesor para soldaduras de ranura
biselada.
La resistencia nominal al corte, Pn, de una soldadura de ranura biselada se debe
determinar de la siguiente manera:
(a) Para soldaduras de ranura biselada, carga transversal (ver Figura E2.5A):
Pn = 0,833tLFu
(Ec. E2.5-1)
Ω = 2,50 ( ASD )
φ = 0,55 ( LRFD )
L
t
P
P
Figura E2.5A
Soldadura de ranura biselada
(b) Para soldaduras de ranura biselada, carga longitudinal (ver Figuras E2.5B a
E2.5G):
(1)
Para t ≤ tw < 2t o si la altura del labio rigidizador, h, es menor que la
longitud de la soldadura, L:
Pn = 0,75tLFu
Ω = 2,50 ( ASD )
φ = 0,55 ( LRFD )
(Ec. E2.5-2)
94
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
P
t
L
P
Figura E2.5AB
Corte en una soldadura de ranura biselada
P
t
L
P
Figura E2.5C
Corte en una soldadura de ranura biselada en V
t
R
w1
Corte Simple
(Ec. E2.5-2)
_ t w< 2t
para t <
h<L
R
w
1
tw
tw
Figura E2.5D Soldadura de ranura biselada
(Emparejada al nivel de la superficie, w1 = R)
(2)
t
Corte doble
(Ec. E2.5-3)
para t w 2t
h L
Figura E2.5E Soldadura de ranura biselada
(Emparejada al nivel de la superficie, w1 = R)
Para tw ≥ 2t y la altura del labio rigidizador, h, es mayor o igual que la
longitud de soldadura, L:
Pn = 1,50tLFu
Ω = 2,50 ( ASD )
φ = 0,55 ( LRFD )
(Ec. E2.5-3)
95
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
t
t
w
2
w2
h
w
h
R
1
R
w
1
tw
Figura E2.5F Soldadura de ranura biselada
(No emparejada al nivel de la superficie, w1 > R)
tw
Figura E2.5G Soldadura de ranura biselada
(No emparejada al nivel de la superficie, w1 < R)
Además, si t > 0,15 in. (3,81 mm), la resistencia nominal determinada
anteriormente no debe superar el siguiente valor de Pn:
Pn = 0,75t w LFxx
Ω = 2,50 ( ASD )
φ = 0,60 ( LRFD )
donde
Pn = Resistencia nominal limitante de la soldadura
h = Altura del labio rigidizador
L = Longitud de la soldadura
tw = Garganta efectiva de una soldadura de ranura biselada emparejada al
nivel de la superficie (Ver Figuras E2.5D y E2.5E):
Para soldadura de ranura biselada = 5/16R
Para soldadura de ranura biselada en V = 1/2R (3/8R cuando R > ½
in. (12,7 mm)
= Garganta efectiva de una soldadura de ranura biselada no emparejada
al nivel de la superficie = 0,707w1 ó 0,707w2 - cualquiera sea el que
resulte menor (Ver Figuras E2.5F y E2.5G)
= Estará permitida una garganta efectiva mayor que las anteriores si las
mediciones muestran que con el procedimiento de soldadura a utilizar
se obtienen mayores valores de tw de manera consistente.
R = Radio de la superficie curva exterior
w1 y w2 = Cantos de la soldadura (Ver Figuras E2.5F y E2.5G)
Fu y Fxx se definen en la Sección E2.2.1.
E2.6 Soldaduras de resistencia
La resistencia nominal al corte, Pn, de las soldaduras de punto se deben
determinar de la siguiente manera:
Pn = Valor tabulado dado en la Tabla E2.6
Ω = 2,50 ( ASD )
φ = 0,65 ( LRFD )
(Ec. E2.5-4)
96
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
TABLA E2.6
Resistencia nominal al corte de las soldaduras de punto
Espesor de la
Resistencia
Espesor de la
Resistencia
plancha exterior
nominal al corte
plancha exterior
nominal al corte
más delgada
por cada punto
más delgada
por punto
in.
mm
kips
kN
in.
mm
kips
kN
0,010
0,25
0,13
0,58
0,080
2,03
3,33
14,81
0,020
0,51
0,48
2,14
0,090
2,29
4,00
17,79
0,030
0,76
1,00
4,45
0,100
2,54
4,99
22,20
0,040
1,02
1,42
6,32
0,110
2,79
6,07
27,00
0,050
1,27
1,65
7,34
0,125
3,17
7,29
32,43
0,060
1,52
2,28
10,14
0,190
4,83
10,16
45,19
0,070
1,78
2,83
12,59
0,250
6,35
15,00
66,72
E3
Uniones abulonadas
Los siguientes criterios de diseño determinan las uniones abulonadas utilizadas para
miembros de acero estructural conformado en frío en las cuales el espesor de la parte
conectada más delgada es menor que 3/16 in. (4,76 mm). Para uniones abulonadas en
las cuales el espesor de la parte conectada más delgada es mayor o igual que 3/16 in.
(4,76 mm), ver la publicación "Specification for Structural Steel Buildings, Allowable
Stress Design and Plastic Design" de AISC o la publicación "Load and Resistance
Factor Design Specification for Structural Steel Buildings".
Los bulones, las tuercas y las arandelas generalmente cumplen con una de las
siguientes especificaciones:
ASTM A194/A194M, Carbon and Alloy Steel Nuts for Bolts for High-Pressure and
High-Temperature Service
ASTM A307(Type A), Carbon Steel Bolts and Studs, 60 000 PSI Tensile Strength
ASTM A325, Structural Bolts, Steel, Heat Treated, 120/105 ksi Minimum Tensile
Strength
ASTM A325M, High Strength Bolts for Structural Steel Joints [Metric]
ASTM A354 (Grade BD), Quenched and Tempered Alloy Steel Bolts, Studs, and
Other Externally Threaded Fasteners (for diameter of bolt smaller than ½
inch)
ASTM A449, Quenched and Tempered Steel Bolts and Studs (for diameter of bolt
smaller than ½ inch)
ASTM A490, Heat-Treated Steel Structural Bolts, 150 ksi Minimum Tensile
Strength
ASTM A490M, High Strength Steel bolts, Classes 10.9 and 10.9.3, for Structural
Steel Joints [Metric]
ASTM A563, Carbon and Alloy Steel Nuts
ASTM A563M, Carbon and Alloy Steel Nuts [Metric]
ASTM F436, Hardened Steel Washers
ASTM F436M, Hardened Steel Washers [Metric]
ASTM F844, Washers, Steel, Plain (Flat), Unhardened for General Use
ASTM F959, Compressible Washer-Type Direct Tension Indicators for Use with
Structural Fasteners
97
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
ASTM F959M, Compressible Washer-Type Direct Tension Indicators for Use with
Structural Fasteners [Metric]
Cuando se utilizan elementos diferentes a los anteriores, los planos deben indicar
claramente el tipo y tamaño de los sujetadores a utilizar y la resistencia nominal
supuesta para el diseño.
Los bulones se deben instalar y ajustar para lograr un comportamiento satisfactorio
de las uniones.
Las perforaciones para los bulones no deben se mayores que los tamaños
especificados en la Tabla E3, excepto que está permitido utilizar perforaciones de
mayor tamaño en los detalles de las bases de las columnas o en los sistemas
estructurales unidos a muros de hormigón.
En las uniones abulonadas se deben utilizar perforaciones estándares, excepto que si
el diseñador lo autoriza se pueden utilizar perforaciones sobredimensionadas y
ranuradas. La longitud de las perforaciones ranuradas debe ser normal a la dirección de
la carga de corte. Se deben colocar arandelas o placas de refuerzo sobre las
perforaciones sobredimensionadas o ranuradas ubicadas en una plancha exterior, a
menos que ensayos de carga demuestren un comportamiento adecuado de acuerdo con
el Capítulo F.
TABLA E3
Máximo tamaño de las perforaciones para bulones, pulgadas
Diámetro de la
Dimensiones de la
Dimensiones de la
Diámetro Diámetro de
perforación
perforación con
perforación con
nominal la perforación
ranura corta,
ranura larga,
del bulón, estándar, dh, sobredimensionada,
in.
dh, in.
in.
in.
d, in.
<½
≥½
d + 1/32
d + 1/16
d + 1/16
d + 1/8
(d +1/32) por (d +¼) (d +1/32) por (2½ d)
(d +1/16) por (d +¼) (d +1/16) por (2½ d)
TABLA E3
Máximo tamaño de las perforaciones para bulones, milímetros
Diámetro Diámetro de
Dimensiones de la
Dimensiones de la
Diámetro de la
nominal la perforación
perforación con
perforación con
perforación
del bulón, estándar, dh, sobredimensionada,
ranura corta,
ranura larga,
d, mm
mm
mm
mm
dh, mm
< 12,7
≥ 12,7
d + 0,8
d + 1,6
d + 1,6
d + 3,2
(d +0,8) por (d +6,4)
(d +1,6) por (d +6,4)
(d +0,8) por (2½ d)
(d +1,6) por (2½ d)
E3.1 Corte, separación y distancia a los bordes
La resistencia nominal al corte, Pn, de la parte conectada afectada por la
separación y la distancia al borde en la dirección de la fuerza aplicada se debe
calcular de la siguiente manera:
Pn = teFu
(a) Cuando Fu / Fsy ≥ 1,08 :
(Ec. E3.1-1)
98
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
( ASD )
φ = 0,70 ( LRFD )
Ω = 2,0
(b) Cuando Fu / Fsy < 1,08 :
( ASD )
φ = 0,60 ( LRFD )
Ω = 2, 22
donde
Pn = Resistencia nominal por bulón
e = Distancia medida en la dirección de la fuerza entre el centro de una
perforación estándar y el borde más cercano de una perforación
adyacente o hasta el extremo de la parte conectada
t = Espesor de la parte conectada más delgada
Fu = Resistencia a la tracción de la parte conectada de acuerdo con lo
especificado en la Sección A3.1 ó A3.2
Fsy = Límite de fluencia de la parte conectada de acuerdo con lo especificado
en la Sección A3.1 ó A3.2
Además, la distancia mínima entre los centros de las perforaciones para bulones
debe permitir una luz libre suficiente para las cabezas de los bulones, tuercas,
arandelas y la llave, y no debe ser menor que tres veces el diámetro nominal del
bulón, d. Además, la distancia entre el centro de cualquier perforación estándar y el
extremo u otro borde del miembro conectado no debe ser menor que 1½ d.
Para perforaciones sobredimensionadas y ranuradas, la distancia entre los bordes
de dos perforaciones adyacentes y la distancia medida desde el borde de la
perforación y el extremo o el otro borde del miembro conectado en la línea del
esfuerzo no debe ser menor que el valor de e-(dh/2), siendo e la distancia requerida
calculada utilizando la ecuación correspondiente dada anteriormente y dh el
diámetro de una perforación estándar definido en la Tabla E3. En ningún caso la
distancia libre entre los bordes de dos perforaciones adyacentes debe ser menor que
2d ni la distancia entre el borde de la perforación y el extremo del miembro menor
que d.
E3.2 Tracción en cada una de las partes conectadas
La resistencia nominal a la tracción, Pn, en la sección neta de cada una de las
partes conectadas se debe calcular de la siguiente manera:
(a) Hay arandelas tanto debajo de la cabeza del bulón como debajo de la tuerca
Pn = (1,0 − 0,9r + 3rd / s ) Fu A n ≤ Fu A n
Para corte doble:
Ω = 2,0 (ASD)
φ = 0,65 (LRFD)
Para corte simple:
Ω = 2,22 (ASD)
φ = 0,55 (LRFD)
(b) No hay arandelas debajo de la cabeza del bulón y de la tuerca, o bien hay una
sola arandela ya sea debajo de la cabeza del bulón o de la tuerca
Pn = (1,0 − r + 2,5rd / s ) Fu A n ≤ Fu A n
(Ec. E3.2-1)
(Ec. E3.2-2)
99
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Ω = 2,22 (ASD)
φ = 0,65 (LRFD)
Además, la resistencia nominal a la tracción no debe superar los siguientes valores:
Pn = Fy A n
(Ec. E3.2-3)
Ω = 1,67 (ASD)
φ = 0,95 (LRFD)
donde
An = Superficie neta de la parte conectada
r = Fuerza transmitida por el bulón o los bulones en la sección considerada,
dividida por la fuerza de tracción en el miembro en dicha sección. Si r es
menor que 0,2 está permitido adoptar r = 0
s = Separación de los bulones perpendicular a la línea del esfuerzo.
En el caso de un solo bulón, s = Ancho total de la plancha
Fu = Resistencia a la tracción de la parte conectada de acuerdo con lo
especificado en la Sección E3.1 ó E3.2
Fy = Límite de fluencia de la parte conectada
d y t se definen en la Sección E3.1
E3.3 Apoyos
La resistencia nominal de apoyo, Pn, y los factores Ω y φ aplicables deben ser
como se indica en las Tablas E3.3-1 y E3.3-2 para el espesor aplicable y relación
Fu/Fsy de la parte conectada y el tipo de unión utilizada en la conexión.
Los símbolos Ω, φ, Pn, d, Fu y t utilizados en las Tablas E3.3-1 y E3.3-2 ya
fueron definidos anteriormente. Para condiciones no indicadas, la resistencia de
cálculo en los apoyos de las conexiones abulonadas se debe determinar mediante
ensayos.
TABLA E3.3-1
Resistencia nominal de apoyo para conexiones abulonadas
con arandelas tanto debajo de la cabeza del bulón como de la tuerca
Espesor de la parte
conectada, t
in. (mm)
Tipo de unión
Relación Fu/Fsy de
la parte conectada
Ω
ASD
Resistencia nominal
φ
Pn
LRFD
Plancha interior de
≥ 1,08
2,22
0,55
3,33 Fudt
una conexión con
< 1,08
2,22
0,65
3,00 Fudt
doble corte
0,024 ≤ t < 0,1875
Corte simple y
(0,61) ≤ t < (4,76)
planchas exteriores
Sin límite
2,22
0,60
3,00 Fudt
de una conexión con
corte doble
t ≥ 3/16
Ver las Especificaciones para ASD o LRFD de AISC
t ≥ (4,76)
100
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
TABLA E3.3-2
Resistencia nominal de apoyo para conexiones abulonadas
sin arandelas debajo de la cabeza del bulón y de la tuerca, o con una sola arandela
Espesor de la parte
conectada, t
in. (mm)
Tipo de unión
Relación Fu/Fsy de
la parte conectada
Ω
ASD
Resistencia nominal
φ
Pn
LRFD
Plancha interior de
una conexión con
≥ 1,08
2,22
0,65
3,00 Fudt
doble corte
0,024 ≤ t < 0,1875
Corte simple y
(0,61) ≤ t < (4,76)
planchas exteriores
≥ 1,08
2,22
0,70
2,22 Fudt
de una conexión con
corte doble
t ≥ 3/16
Ver las Especificaciones para ASD o LRFD de AISC
t ≥ (4,76)
E3.4 Corte y tracción en los bulones
La resistencia nominal del bulón, Pn, que resulta del corte, tracción o de una
combinación de corte y tracción se debe calcular de la siguiente manera:
Pn = A b F
donde
Ab = Superficie bruta de la sección transversal del bulón
Cuando los bulones están sometidos a corte o tracción:
F está dada por Fnv o Fnt en la Tabla E3.4-1
Ω está dado en la Tabla E3.4-1
φ está dado en la Tabla E3.4-1
Cuando hay tracción en los bulones es necesario considerar el aplastamiento de
la plancha conectada en la cabeza del bulón, tuerca o arandela, ver Sección E6.2.
Cuando los bulones están sometidos a una combinación de corte y tracción:
Para ASD
F está dada por F'nt en las Tablas E3.4-2 ó E3.4-4 (sistema métrico)
Ω está dado en las Tablas E3.4-2 ó E3.4-4 (sistema métrico)
Para LRFD
F está dada por F'nt en las Tablas E3.4-3 ó E3.4-5 (sistema métrico)
Ω está dado en las Tablas E3.4-3 ó E3.4-5 (sistema métrico)
(Ec. E3.4-1)
101
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
TABLA E3.4-1
Resistencias nominales a la tracción y al corte para bulones
Resistencia a la tracción
Descripción de los bulones
Resistencia al corte*
Tensión
Tensión
Factor de Factor de
Factor de Factor de
nominal,
nominal,
seguridad Resistencia
seguridad Resistencia
Fnv, ksi
Fnt, ksi
Ω (ASD) φ (LRFD)
Ω (ASD) φ (LRFD)
(MPa)
(MPa)
Bulones A307, Grado A
¼ in. (6,4mm) ≤ d
< ½ in. (12,7mm)
2,25
Bulones A307, Grado A
d ≥ ½ in.
2.25
Bulones A325, cuando los filetes
no se excluyen de los planos de
corte
2,0
0,75
40,5
(279)
2,4
0,65
24,0
(165)
45,0
(310)
27,0
(186)
90,0
(621)
54,0
(372)
90,0
(621)
72,0
(496)
101,0
(696)
59,0
(407)
Bulones A354 Grado BD
¼ in. ≤ d < ½ in.
cuando los filetes se excluyen de
los planos de corte
101,0
(696)
90,0
621)
Bulones A449
¼ in. ≤ d < ½ in.
cuando los filetes no se excluyen
de los planos de corte
81,0
(558)
47,0
(324)
Bulones A449
¼ in. ≤ d < ½ in.
cuando los filetes se excluyen de
los planos de corte
81,0
(558)
72,0
(496)
Bulones A490, cuando los filetes
no se excluyen de los planos de
corte
112,5
(776)
67,5
(465)
Bulones A490, cuando los filetes
se excluyen de los planos de
corte
112,5
(776)
90,0
(621)
Bulones A325, cuando los filetes
se excluyen de los planos de
corte
Bulones A354 Grado BD
¼ in. ≤ d < ½ in.
cuando los filetes no se excluyen
de los planos de corte
* Se aplica para bulones en perforaciones que satisfacen las limitaciones de la Tabla E3. Se deben colocar
arandelas o placas de refuerzo sobre las perforaciones de ranura larga y la capacidad de las conexiones en
las cuales se utilizan perforaciones de ranura larga se debe determinar mediante ensayos de carga de
acuerdo con el Capítulo F.
102
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
TABLA E3.4-2 (ASD)
Tensión de tracción nominal, F'nt (ksi), para bulones
sometidos a la combinación de corte y tracción
Descripción de los bulones
Bulones A325
Bulones A354 Grado BD
Bulones A449
Bulones A490
Filetes no excluidos de
los planos de corte
110 – 3,6 fv ≤ 90
122 – 3,6 fv ≤ 101
100 – 3,6 fv ≤ 81
136 – 3,6 fv ≤ 112,5
Filetes excluidos de los
planos de corte
110 – 2,8 fv ≤ 90
122 – 2,8 fv ≤ 101
100 – 2,8 fv ≤ 81
136 – 2,8 fv ≤ 112,5
Bulones A307, Grado A
52 - 4fv ≤ 276
Cuando ¼ in. ≤ d < ½ in.
58,5 - 4fv ≤ 310
Cuando d ≥ ½ in.
La tensión de corte, fv, también debe satisfacer la Tabla E3.4-1.
Factor de
Seguridad
Ω
2,0
2,25
TABLA E3.4-3 (LRFD)
Tensión de tracción nominal, F'nt (ksi), para bulones
sometidos a la combinación de corte y tracción
Descripción de los bulones
Bulones A325
Bulones A354 Grado BD
Bulones A449
Bulones A490
Bulones A307, Grado A
Cuando ¼ in. ≤ d < ½ in.
Cuando d ≥ ½ in.
Filetes no excluidos de
los planos de corte
113 – 2,4 fv ≤ 90
127 – 2,4 fv ≤ 101
101 – 2,4 fv ≤ 81
141 – 2,4 fv ≤ 112,5
Filetes excluidos de los
planos de corte
113 – 1,9 fv ≤ 90
127 – 1,9 fv ≤ 101
101 – 1,9 fv ≤ 81
141 – 1,9 fv ≤ 112,5
47 – 2,4fv ≤ 40,5
52 – 2,4fv ≤ 45
La tensión de corte, fv, también debe satisfacer la Tabla E3.4-1.
Factor de
Resistencia
φ
0,75
0,75
103
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
TABLA E3.4-4 (ASD)
Tensión de tracción nominal, F'nt (MPa), para bulones
sometidos a la combinación de corte y tracción
Descripción de los bulones
Bulones A325
Bulones A354 Grado BD
Bulones A449
Bulones A490
Filetes no excluidos de
los planos de corte
758 – 19 fv ≤ 607
841 – 19 fv ≤ 676
690 – 19 fv ≤ 552
938 – 19 fv ≤ 745
758 – 25 fv ≤ 607
841 – 25 fv ≤ 676
690 – 25 fv ≤ 552
938 – 25 fv ≤ 745
Bulones A307, Grado A
Cuando ¼ in. ≤ d < ½ in.
Cuando d ≥ ½ in.
Filetes excluidos de los
planos de corte
324 - 28fv ≤ 276
359 - 28fv ≤ 310
Factor de
Seguridad
Ω
2,0
2,25
TABLA E3.4-5 (LRFD)
Tensión de tracción nominal, F'nt (MPa), para bulones
sometidos a la combinación de corte y tracción
Descripción de los bulones
Bulones A325
Bulones A354 Grado BD
Bulones A449
Bulones A490
Bulones A307, Grado A
Cuando ¼ in. ≤ d < ½ in.
Cuando d ≥ ½ in.
E4
Filetes no excluidos de
los planos de corte
Filetes excluidos de los
planos de corte
779 – 13 fv ≤ 621
972 – 13 fv ≤ 696
696 – 13 fv ≤ 558
972 – 13 fv ≤ 776
779 – 17 fv ≤ 621
972 – 17 fv ≤ 696
696 – 17 fv ≤ 558
972 – 17 fv ≤ 776
324 - 28fv ≤ 276
359 - 28fv ≤ 310
Uniones atornilladas
En la siguiente sección se utiliza la siguiente notación:
d = Diámetro nominal del tornillo
Ω = 3,0 (ASD)
φ = 0,5 (LRFD)
Pns = Resistencia nominal al corte por tornillo
Pnot = Resistencia nominal al arrancamiento por tornillo
Pnov = Resistencia nominal al aplastamiento por tornillo
t1 = Espesor del miembro que está en contacto con la cabeza del tornillo
t2 = Espesor del miembro que no está en contacto con la cabeza del tornillo
Factor de
Resistencia
φ
0,75
0,75
104
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Fu1 = Resistencia a la tracción del miembro que está en contacto con la cabeza del tornillo
Fu2 = Resistencia a la tracción del miembro que no está en contacto con la cabeza del tornillo
Todos los requisitos de E4 se aplican para tornillos autorroscante donde 0,08 in.
(2,03 mm) ≤ d ≤ 0,25 in. (6,35 mm). Los tornillos deben formar o cortar la rosca, con o
sin una punta autoperforante. Alternativamente, está permitido que los valores de
cálculo para una aplicación determinada se basen en ensayos de acuerdo con la Sección
F. Para las aplicaciones en diafragmas se debe utilizar la Sección D5.
Los tornillos se deben instalar y ajustar de acuerdo con las recomendaciones del
fabricante.
La resistencia nominal a la tracción en la sección neta de cada uno de los miembros
unidos mediante tornillos no debe ser mayor que la resistencia nominal a la tracción
del miembro determinada de acuerdo con la Sección C2 ni que la resistencia nominal a
la tracción de la conexión determinada de acuerdo con la Sección E3.2.
E4.1 Separación mínima
La distancia entre los centros de los sujetadores no debe ser menor que 3d.
E4.2 Distancias mínimas a los bordes y a los extremos
La distancia desde el centro de un sujetador hasta el borde de cualquiera de las
partes no debe ser menor que 3d. Si la conexión está sometida a esfuerzo de corte
solamente en una dirección, la distancia mínima al borde en la dirección
perpendicular a la fuerza debe ser de 1,5d.
E4.3 Corte
E4.3.1 Conexiones sometidas a corte
La resistencia nominal al corte por tornillo, Pns, se debe determinar de la
siguiente manera:
Para t2/t1 ≤ 1,0 Pns se debe tomar como el menor valor entre
Pns = 4, 2 ( t 32 d )
1/ 2
Fu 2
(Ec. E4.3.1-1)
Pns = 2,7t1 d Fu1
(Ec. E4.3.1-2)
Pns = 2,7t 2 d Fu 2
(Ec. E4.3.1-3)
Para t2/t1 ≥ 2,5 Pns se debe tomar como el menor valor entre
Pns = 2,7t1 d Fu1
(Ec. E4.3.1-4)
Pns = 2,7t 2 d Fu 2
(Ec. E4.3.1-5)
Para 1,0 < t2/t1 < 2,5 Pns se debe determinar interpolando linealmente entre
los dos casos anteriores.
E4.3.2 Tornillos sometidos a corte
La resistencia nominal al corte del tornillo se debe determinar mediante
ensayos de acuerdo con la Sección F1(a). La resistencia nominal al corte del
tornillo no debe ser menor que 1,25Pns. El factor de seguridad, Ω, para el
diseño por ASD y el factor de resistencia, φ, para el diseño por LRFD se
deben determinar de acuerdo con la Sección F1(a).
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
105
E4.4 Tracción
En el caso de los tornillos que soportan tracción, la cabeza del tornillo o la
arandela (si se coloca arandela) debe tener un diámetro dw mayor o igual que 5/16
in. (7,94 mm). Las arandelas deben tener un espesor de al menos 0,050 in. (1,27
mm).
E4.4.1 Arrancamiento
La resistencia nominal al arrancamiento, Pnot, se debe calcular de la siguiente
manera:
Pnot = 0,85t c d Fu 2
(Ec. E4.4.1.1)
donde tc es el menor valor entre la profundidad de penetración y el
espesor, t2.
E4.4.2 Aplastamiento
La resistencia nominal al aplastamiento, Pnov, se debe calcular de la siguiente
manera:
Pnov = 1,5 t1 d w Fu1
(Ec. E4.4.2.1)
donde dw es el mayor valor entre el diámetro de la cabeza del tornillo y el
diámetro de la arandela, y no se debe tomar superior a ½ in. (12,7 mm).
E4.4.3 Tornillos traccionados
La resistencia nominal a la tracción, Pnt, por tornillo se debe determinar
mediante ensayos de acuerdo con la Sección F1(a). La resistencia nominal a la
tracción de los tornillos no debe ser menor que 1,25 por el menor entre Pnot y
Pnov.
Ω y φ se deben determinar de acuerdo con la Sección F1.
E5
Falla por corte
En las uniones en los extremos de las vigas, donde una o más alas están rebajadas y
existe la posibilidad de falla a lo largo de un plano que atraviesa los sujetadores, la
resistencia nominal al corte, Vn, se debe calcular de la siguiente manera:
Vn = 0,6Fu A wn
(Ec. E5-1)
Ω = 2,0 (ASD)
φ = 0,75 (LRFD)
donde
A wn = ( d wc − nd h ) t
(Ec. E5-2)
dwc = Profundidad del alma rebajada
n = Número de perforaciones en el plano crítico
dh = Diámetro de la perforación
Fu = Resistencia a la tracción de acuerdo con lo especificado en la Sección A3.1 ó A3.2
t = Espesor del alma rebajada
106
E6
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Conexiones a otros materiales
E6.1 Apoyos
Se deben tomar medidas adecuadas para transferir las fuerzas de apoyo que
resultan de las cargas axiales y momentos desde los componentes de acero cubiertos
por la Especificación hacia los componentes estructurales adyacentes fabricados de
diferentes materiales. En ausencia de reglamentaciones codificadas, la resistencia
de apoyo nominal en la superficie de contacto se debe determinar de la siguiente
manera:
Sobre la superficie total de un apoyo de hormigón:
Pp = 0,85f 'c A1
(Ec. E6.1-1)
Sobre menos que la superficie total de un apoyo de hormigón:
Pp = 0,85f 'c A1 A 2 / A1
(Ec. E6.1-2)
donde
Ωc = 2,50 (ASD)
φc = 0,60 (LRFD)
f'c = Resistencia a la compresión del hormigón especificada
A1 = Superficie de apoyo
A2 = Superficie total del apoyo de hormigón
El valor de A 2 / A1 no debe ser mayor que 2.
E6.2 Tracción
Se deben considerar tanto las fuerzas de aplastamiento por corte o tracción en la
plancha de acero alrededor de la cabeza del sujetador como la fuerza de
arrancamiento debida a las cargas axiales y momentos flectores transmitidos al
sujetador desde los diferentes componentes estructurales adyacentes del conjunto.
La resistencia nominal a la tracción del sujetador y la longitud nominal de
empotramiento del componente estructural adyacente se deben determinar de
acuerdo con los códigos de produducto aplicables, con las especificaciones de los
productos y/o con la bibliografía sobre el producto.
E6.3 Corte
Se deben tomar medidas adecuadas para transferir las fuerzas de corte de los
componentes de acero cubiertos por esta Especificación hacia los componentes
estructurales adyacentes fabricados de diferentes materiales. La resistencia al corte
requerida y/o la resistencia de apoyo requerida para los componentes de acero no
debe ser mayor que la permitida por esta Especificación. Se deben cumplir los
requisitos sobre empotramiento. También se deben considerar adecuadamente las
fuerzas de corte combinadas con otras fuerzas.
107
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
F. ENSAYOS PARA CASOS ESPECIALES
(a) Los ensayos los debe efectuar un laboratorio de ensayos independiente o un laboratorio de ensayos
de un fabricante.
(b) Los requisitos del Capítulo F no se aplican a los diafragmas de acero conformado en frío. Ver la
Sección D5.
F1
Ensayos para determinar el comportamiento estructural
F1.1 Diseño por factores de carga y resistencia
Cuando la composición o configuración de los elementos, conjuntos de
elementos, uniones o detalles de los miembros estructurales de acero conformado
en frío son tales que no es posible calcular su resistencia de acuerdo con los
requisitos de esta Especificación, su comportamiento estructural se debe establecer
a partir de ensayos y se debe evaluar de acuerdo con el siguiente procedimiento.
(a) La evaluación de los resultados de los ensayos se debe efectuar en base a los
valores promedio de los datos obtenidos del ensayo de no menos de tres
muestras idénticas, siempre que ninguna de las desviaciones de los resultados
de los ensayos con respecto al valor promedio obtenido de todos los ensayos
supere ± 15 por ciento. Si dicha desviación del valor promedio es superior a ±
15 por ciento, se deben efectuar más ensayos del mismo tipo hasta que ninguna
de las desviaciones de los ensayos individuales con respecto al valor promedio
obtenido de todos los ensayos supere ± 15 por ciento, o hasta que se hayan
efectuado al menos tres ensayos adicionales. No se debe eliminar ningún
resultado de ensayo a menos que sea posible justificar racionalmente su
exclusión. Entonces el valor medio de todos los ensayos realizados será
considerado como la resistencia nominal, Rn, para la serie de ensayos. Rn y el
coeficiente de variación Vp de los resultados de ensayo se deben determinar
mediante análisis estadístico.
(b) La resistencia de los elementos, conjuntos, uniones o miembros ensayados debe
satisfacer la Ec. F1.1-1.
(Ec. F1.1-1)
∑ γ i Qi ≤ φR n
donde
∑ γ i Qi = Resistencia requerida en base a la combinación de cargas más crítica
determinada de acuerdo con la Sección A6.1.2. γi y Qi son factores de
carga y efectos de las cargas, respectivamente
Rn = Valor promedio de todos los resultados de ensayo
φ = Factor de resistencia
= 1,5 ( M m Fm Pm ) е −βo VM2 + VF2 + C P VP2 + VQ2
*
(Ec. F1.1-2)
Mm = Valor promedio del factor de material, M, listado en la Tabla F1 para el
tipo de componente involucrado
Fm = Valor promedio del factor de fabricación, F, listado en la Tabla F1 para el
tipo de componente involucrado
Pm = Valor promedio del factor profesional, P, para el componente ensayado
= 1,0
β o = Índice de confiabilidad meta
*
Para vigas con el ala traccionada unida mediante sujetadores pasantes a un tablero o revestimiento y con el ala comprimida
sin arriostramiento lateral, φ se debe determinar con un coeficiente de 1,6 en vez de 1,5; βo = 1,5 y VQ = 0,43.
108
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
= 2,5 para los miembros estructurales y 3,5 para las conexiones
VM = Coeficiente de variación del factor de material listado en la Tabla F1 para
el tipo de componente involucrado
VF = Coeficiente de variación del factor de fabricación listado en la Tabla F1
para el tipo de componente involucrado
CP = Factor de corrección
= (1 + 1/ n ) m / ( m − 2 ) para n ≥ 4; y5,7 para n = 3
VP = Coeficiente de variación de los resultados de ensayo, pero nunca menor
que 6,5%
m = Grados de libertad
= n-1
n = Número de ensayos
VQ = Coeficiente de variación del efecto de carga
= 0,21
e = Base de los logaritmos naturales
= 2,718...
El listado de la Tabla F1 no excluye el empleo de otros datos estadísticos
documentados siempre que hayan sido establecidos a partir de resultados
suficientes de las propiedades de los materiales y la fabricación.
Para aceros que no están listados en la Sección A3.1, los valores de Mm y VM
se deben determinar mediante análisis estadístico de los materiales utilizados.
Cuando las distorsiones interfieren con el correcto funcionamiento de la
muestra al ponerla en uso real, los efectos de carga basados en la combinación
de cargas crítica correspondiente a la ocurrencia de la distorsión aceptable
también debe satisfacer la Ecuación F1.1-1, excepto que el factor de resistencia
φ se toma igual a la unidad y el factor de carga para carga gravitatoria
permanente se toma igual a 1,0.
(c) Si el límite de fluencia del acero con el cual se formaron las secciones de
ensayo es mayor que el valor especificado, los resultados de ensayo se deben
ajustar para reducirlos hasta el límite de fluencia mínimo especificado del acero
que utilizará el fabricante. Los resultados de ensayo no se deben ajustar a un
valor mayor si el límite de fluencia de la muestra de ensayo es menor que el
límite de fluencia mínimo especificado. Si el factor crítico es la resistencia a la
tracción, se deben realizar ajustes similares en base a la resistencia a la tracción
en vez del límite de fluencia.
También se debe considerar cualquier variación o diferencia que pudiera existir
entre el espesor de cálculo y el espesor de las muestras ensayadas.
(Ec. F1.1-3)
109
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
TABLA F1
Datos estadísticos para la determinación del factor de resistencia
Mm
VM
Fm
VF
Rigidizadores transversales
1,10
0,10
1,00
0,05
Rigidizadores de corte
1,00
0,06
1,00
0,05
Miembros traccionados
1,10
0,10
1,00
0,05
Resistencia a la flexión
1,10
0,10
1,00
0,05
Resistencia al pandeo lateral
1,00
0,06
1,00
0,05
revestimiento
1,10
0,10
1,00
0,05
Resistencia al corte
1,10
0,10
1,00
0,05
Combinación de flexión y corte
1,10
0,10
1,00
0,05
Resistencia a la abolladura del alma
1,10
0,10
1,00
0,05
Combinación de flexión y abolladura del alma
1,10
0,10
1,00
0,05
Miembros comprimidos con carga concéntrica
1,10
0,10
1,00
0,05
Combinación de carga axial y flexión
1,05
0,10
1,00
0,05
Resistencia a la flexión
1,10
0,10
1,00
0,05
Compresión axial
1,10
0,10
1,00
0,05
Montantes en tabiques comprimidos
1,10
0,10
1,00
0,05
Montantes en tabiques flexados
1,10
0,10
1,00
0,05
Montantes en tabiques sometidos a carga axial y flexión
1,05
0,10
1,00
0,05
1,10
0,10
1,00
0,10
Tipo de componente
Miembros flexionados
Un ala unida mediante sujetadores pasantes a tablero o
Miembros tubulares cilíndricos
Montantes para tabiques y conjuntos de montantes para tabiques
Uniones soldadas
Puntos de soldadura por arco
Resistencia al corte de las soldaduras
110
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Tipo de componente
Mm
VM
Fm
VF
1,10
0,10
1,00
0,15
Resistencia al corte de las soldaduras
1,10
0,10
1,00
0,10
Desgarramiento de placa
1,10
0,20
1,00
0,10
Resistencia al corte de las soldaduras
1,10
0,10
1,00
0,10
Falla de placa
1,10
0,08
1,00
0,15
Resistencia al corte de las soldaduras
1,10
0,10
1,00
0,10
Falla de placa
1,10
0,10
1,00
0,10
1,10
0,10
1,00
0,10
Separación mínima y distancia a los bordes
1,10
0,08
1,00
0,05
Resistencia a la tracción sobre la sección neta
1,10
0,08
1,00
0,05
Resistencia de apoyo
1,10
0,08
1,00
0,05
Separación mínima y distancia a los bordes
1,10
0,10
1,00
0,10
Resistencia a la tracción sobre la sección neta
1,10
0,10
1,00
0,10
Resistencia de apoyo
1,10
0,10
1,00
0,10
Falla de placa
Cordones de soldaduras por arco
Soldaduras de filete
Soldaduras de ranura biselada
Soldaduras de resistencia
Uniones abulonadas
Uniones atornilladas
F1.2 Diseño por tensiones admisibles
Cuando la composición o configuración de los elementos, conjuntos de
elementos, uniones o detalles de los miembros estructurales de acero conformado
en frío son tales que no es posible calcular su resistencia de acuerdo con los
requisitos de esta Especificación, su comportamiento estructural se debe establecer
a partir de ensayos y se debe evaluar de acuerdo con la Sección F1.1, a excepción
de las modificaciones listadas en esta sección sobre diseño por tensiones
admisibles.
La resistencia de cálculo admisible se debe calcular como:
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Ra = Rn / Ω
donde
Rn = Valor promedio de todos los resultados de ensayo
Ω = Factor de seguridad que se debe calcular de la siguiente manera:
1,6
Ω=
φ
donde φ se evalúa de acuerdo con la Sección F1.1.
La resistencia requerida se debe determinar a partir de las cargas nominales y
combinaciones de cargas como se describe en A5.
F2
Ensayos para confirmar el comportamiento estructural
En el caso de los miembros, uniones y conjuntos estructurales para los cuales la
resistencia nominal se puede calcular de acuerdo con esta Especificación o de acuerdo
con sus referencias específicas, es posible llevar a cabo ensayos de confirmación para
demostrar que la resistencia no es menor que la resistencia nominal, Rn, especificada
en esta Especificación o en sus referencias específicas para el tipo de comportamiento
involucrado.
F3
Ensayos para determinar las propiedades mecánicas
F3.1 Sección completa
Los ensayos para determinar las propiedades mecánicas de las secciones
completas a utilizar en la Sección A7.2 se deben efectuar como se especifica a
continuación:
(a) Los procedimientos de ensayo para determinar la resistencia a la tracción deben
estar de acuerdo con la norma ASTM A370, Ensayos Mecánicos de Productos
de Acero. Las determinaciones del límite de fluencia a compresión se deben
efectuar por medio de ensayos de compresión de muestras reducidas de la
sección.
(b) La tensión de fluencia a compresión se debe tomar como el menor valor entre
la máxima resistencia a la compresión de las secciones dividida por la
superficie de la sección transversal, y la tensión definida mediante uno de los
métodos siguientes:
(1) En el caso de acero de fluencia brusca, el límite de fluencia se debe
determinar mediante el método del diagrama autográfico o mediante el
método de la deformación total bajo carga.
(2) En el caso de acero de fluencia gradual, el límite de fluencia se debe
determinar mediante el método de deformación bajo carga o mediante el
método del corrimiento del 0,2 por ciento.
(c) Si el efecto principal de las cargas a las cuales estará sometida el edificio
cuando esté en servicio será el de producir flexión, el límite de fluencia se debe
determinar sólo para las alas. Para determinar estos puntos de fluencia cada
muestra debe consistir de un ala completa más una porción del alma de una
relación de ancho plano tal que el valor de ρ para la muestra sea igual a la
unidad.
(d) A los efectos del control y la aceptación, se deben efectuar dos ensayos de
sección completa de cada lote de no más de 50 toneladas (45.000 kg) ni menos
de 30 toneladas (27.000 kg) de cada sección, o un ensayo de cada lote de
111
(Ec. F1.2-1)
(Ec. F1.2-2)
112
Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
menos de 30 toneladas (27.000 kg) de cada sección. Con este objetivo un lote
se puede definir como el tonelaje de una sección que se forma en un único ciclo
de producción de material de una hornada.
(e) A opción del fabricante, a los efectos del control y la aceptación se pueden
utilizar ensayos de tracción o de compresión, siempre que el fabricante
demuestre de manera confiable que dichos ensayos indican el límite de fluencia
de la sección cuando está sometida al tipo de tensiones bajo las cuales se
utilizará el miembro.
F3.2 Elementos planos de secciones formadas
Los ensayos para determinar las propiedades de los elementos planos de las
secciones formadas y representativas de las propiedades mecánicas del acero virgen
a utilizar en la Sección A7.2 se deben efectuar conforme a los siguientes requisitos:
El límite de fluencia de las planchas, Fyf, se debe establecer mediante un
promedio ponderado de los límites de fluencia de muestras de acero normalizadas
para ensayo de tracción tomadas longitudinalmente de las porciones planas de un
miembro conformado en frío representativo. El promedio ponderado será la
sumatoria de los productos del límite de fluencia promedio para cada porción plana
por su sección transversal, dividido por la superficie total de elementos planos en la
sección transversal. La cantidad exacta de estas muestras de acero dependerá de la
forma del miembro, es decir, del número de planchas en la sección transversal. Se
debe tomar al menos una muestra de acero para ensayo a tracción del medio de cada
elemento plano. Si el límite de fluencia real del acero virgen es mayor que el límite
de fluencia mínimo especificado, el límite de fluencia de las planchas, Fyf, se deberá
ajustar multiplicando el valor obtenido mediante ensayo por la relación entre el
límite de fluencia mínimo especificado y el límite de fluencia real del acero virgen.
F3.3 Acero virgen
Los siguientes requisitos se aplican al acero producido utilizando normas
diferentes a las Especificaciones ASTM listadas en la Sección A3.1 cuando se las
utiliza en secciones para las cuales el límite de fluencia incrementado del acero
luego del conformado en frío se debe calcular a partir de las propiedades del acero
virgen conforme a la Sección A7.2. A los efectos del control y la aceptación, se
deben tomar al menos cuatro muestras para ensayar a la tracción de cada lote según
lo definido en la Sección F3.1(d) para establecer los valores representativos del
límite de fluencia a tracción y la resistencia última del acero. Las muestras se deben
tomar longitudinalmente de los puntos correspondientes al cuarto del ancho cerca
del extremo exterior de la bobina.
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
A.
REQUISITOS GENERALES
A1
Límites de aplicación y terminología
A1.1 Alcance y límites de aplicación
Las configuraciones de las secciones transversales, los procesos de manufactura y
las prácticas de fabricación de los miembros estructurales de acero conformado en frío
difieren en varios aspectos de los de los perfiles laminados en caliente. En el caso de
los perfiles de acero conformado en frío, el proceso de formación se lleva a cabo a
temperatura ambiente, o a una temperatura próxima a la misma, utilizando plegadoras,
prensas o máquinas formadoras. Algunas de las diferencias significativas entre los
perfiles conformados en frío y los perfiles laminados en caliente son (1) ausencia de las
tensiones residuales provocadas por el enfriamiento desparejo debido al laminado en
caliente, (2) falta de filetes en las esquinas, (3) aumento de la resistencia a la fluencia
con una disminución del límite de proporcionalidad y de la ductilidad provocado por el
conformado en frío, (4) presencia de tensiones reducidas en frío cuando el acero
conformado en frío no ha sido finalmente recocido, (5) predominio de elementos con
elevadas relaciones entre su ancho y su espesor, (6) esquinas redondeadas y (7) las
curvas tensión-deformación pueden ser de tipo fluencia brusca o de tipo fluencia
gradual.
La Especificación que combina ASD y LRFD (AISI, 1996) se limita al diseño de
miembros estructurales de acero conformado en frío a partir de láminas, planchas,
planchuelas o barras de acero al carbono o de baja aleación. El cálculo se puede
efectuar utilizando el método de las tensiones admisibles o el método de los factores de
carga y resistencia. Aunque ambos métodos son igualmente aceptables, no se los debe
mezclar al diseñar los diferentes componentes de una estructura.
La Especificación es aplicable exclusivamente a secciones conformadas en frío de
no más de una pulgada (25,4 mm) de espesor. Las investigaciones realizadas en la
Universidad de Missouri-Rolla (Yu, Liu y McKinley, 1973b y 1974) han verificado la
aplicabilidad de los requisitos de la especificación para estos casos.
Teniendo en cuenta que la mayoría de los requisitos de diseño han sido
desarrollados en base a trabajos experimentales con cargas estáticas, la intención es
que la Especificación se utilice para miembros estructurales de acero conformado en
frío que se utilizarán para soportar cargas en los edificios. Para otro tipo de estructuras
es necesario considerar adecuadamente los efectos dinámicos.
A1.2 Terminología
Muchas de las definiciones contenidas en la Sección A1.2 de la Especificación no
requieren ninguna explicación adicional. A continuación se discuten sólo aquellas que
no lo son, o que no están listadas.
(a) ASD (Diseño por Tensiones Admisibles)
El Diseño por Tensiones Admisibles (ASD) es un método para calcular
componentes estructurales de manera tal que, cuando la estructura está
sometida a todas las combinaciones de cargas nominales aplicables dadas en la
Sección A5.1.2 de la Especificación, no se supere el valor de cálculo admisible
(tensión, fuerza o momento) permitido por las diferentes secciones de la
Especificación.
(b) Ancho efectivo de cálculo
9
10
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
El ancho efectivo de cálculo es un concepto que facilita tomar en cuenta la
resistencia al pandeo localizado y resistencia posterior al pandeo de los
elementos comprimidos. El efecto del corte sobre las alas cortas y anchas
también se maneja utilizando un ancho efectivo de cálculo. Estos temas se
tratan en el Capítulo B de la Especificación y se discuten en el Comentario
correspondiente a dicho capítulo.
(c) LRFD (Diseño por Factores de Carga y Resistencia)
El Diseño por Factores de Carga y Resistencia es un método para calcular
componentes estructurales de manera tal que, cuando la estructura está
sometida a todas las combinaciones de cargas aplicables dadas en la Sección
A6.1.2 de la Especificación, no se supere el estado límite aplicable. En la
Sección A6.1.1 también encontrará requisitos de resistencia para LRFD.
(d) Elementos con rigidización múltiple
En la Figura C-A1.2-1 se ilustran dos elementos con rigidización múltiple.
Cada uno de los subelementos exteriores de la sección (1) están rigidizados
mediante un alma y un rigidizador intermedio, mientras que el subelemento del
medio está rigidizado por dos rigidizadores intermedios. Los dos subelementos
de la sección (2) están rigidizados por medio de un alma y el rigidizador
intermedio ubicado en el centro.
w1
1/2b e1
w2
1/2b e1
w3
1/2b e2
1/2b e2
1/2b e3
1/2b e3
b1
b2
t
E.N
(1)
Sección tipo sombrero con rigidización múltiple
w
1/2b'
w
1/2b'
1/2b'
1/2b'
b1
b2
E.N.
t
(2)
Sección tipo U invertida con rigidización múltiple
Figura C-A1.2-1 Elementos comprimidos con rigidización múltiple
11
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
w
c 2 b/2
w
c 1b/2
c 2b/2
c 1 b/2
b3
b3
b1
1/2b
c 2 b/2
b3
b1
b2
E.N.
c 1b/2
b2
E.N.
1/2b
b1
b2
E.N.
t
t
t
(1)
Canal con labios
rigidizadores
t
(2)
Viga doble T compuesta por
dos perfiles tipo canal
con labios rigidizadores
(3)
Sección tipo sombrero
w
w
1/2b
1/2b
1/2b
1/2b
b1
b1
t
E.N.
b2
t
E.N.
b2
(4)
Sección tipo cajón
(5)
Sección tipo U invertida
Miembros flexados, tales como vigas (ala superior comprimida)
w1
c2 b 1/2
c1 b1 /2
w1
1/2b1
b3
1/2b 1
1/2b 2
1/2b 2
w2
1/2b 2
t
1/2b 2
t
(6)
Canal con labios
rigidizadores
c2 b 1/2
w1
c1 b1 /2
(7)
Sección tipo cajón
1
c1 b1 /2
1
c2 b 1/2
b3
c2 b 1/2
c1 b1 /2
3
1/2b 2
w2
t
1/2b 2
t
(8)
Viga doble T compuesta por
dos perfiles tipo canal
con labios rigidizadores
(9)
Ángulo con labios
rigidizadores
Miembros comprimidos, tales como columnas
Figura C-A1.2-2 Elementos comprimidos rigidizados
w2
12
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
(e) Elementos comprimidos rigidizados o parcialmente rigidizados
En la Figura C-A1.2-2 se ilustran elementos comprimidos rigidizados con
diferentes secciones transversales, siendo las secciones (1) a (5) para miembros
flexados y las secciones (6) a (9) para miembros comprimidos. Las secciones
(1) y (2) poseen un alma y un labio rigidizador para rigidizar el elemento
comprimido (es decir, el ala comprimida), cuya porción no efectiva aparece
sombreada. Para la explicación de estas porciones no efectivas ver el ítem (b)
anterior, Ancho efectivo de cálculo, y el Capítulo B. Las secciones (3), (4) y
(5) muestran elementos comprimidos rigidizados por medio de dos almas. Las
secciones (6) y (8) muestran alas rigidizadas en sus bordes por un elemento
vertical (alma) y un rigidizador de borde (labio), mientras que a su vez el alma
está rigidizada por las alas. La sección (7) tiene cuatro elementos comprimidos
que se rigidizan entre sí, y en la sección (9) cada elemento rigidizado está
rigidizado por medio de un labio y por el otro elemento rigidizado.
(f) Espesor
Cuando se calculan las propiedades de la sección se ignora la reducción del
espesor que se produce en los pliegues de las esquinas, y para todos los
cálculos relacionados con elementos que soportan cargas se utiliza el espesor
base del elemento plano de acero, excluyendo los recubrimientos.
(g) Panadeo flexional torsional
La edición 1968 de la Especificación incluyó por primera vez métodos para
calcular las cargas de columnas de perfiles de acero conformado en frío con
tendencia a pandearse simultáneamente por torsión y flexión. Este
comportamiento complejo puede provocar que las cargas sobre las columnas
sean menores que las que se obtendrían a partir del pandeo primario debido
exclusivamente a la flexión.
(h) Elementos comprimidos no rigidizados
En la Figura C-A1.2-3 se ilustran elementos no rigidizados con diferentes
secciones transversales, siendo las secciones (1) a (4) para miembros flexados
y las secciones (5) a (8) para miembros comprimidos. Las secciones (1), (2) y
(3) tienen sólo un alma para rigidizar el elemento correspondiente al ala
comprimida. Cada canto de la sección (4) proporciona una acción de
rigidización a la otra a lo largo de sus bordes comunes. Cuando las secciones
(5), (6) y (7) actúan como columnas, tienen elementos rigidizados
verticalmente (almas) que proporcionan apoyo para un borde de los elementos
no rigidizados correspondientes a las alas. Cada canto de la sección (8)
proporciona una acción de rigidización a la otra.
A1.3 Unidades de los símbolos y términos
La intención del carácter no dimensional de la mayoría de los requisitos de la
Especificación es facilitar el cálculo en cualquier sistema de unidades compatibles
(unidades estadounidenses, sistema internacional o métrico). Las mismas
ecuaciones de resistencia nominal se utilizan para los enfoques de diseño por ASD
y LRFD.
13
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
w
w
b
w
b
b
b1
b1
b2
h
b
h
b1
b2
h
h
b2
b
w
w
(1)
Canal simple
(2)
Perfil "Z" simple
(3)
Viga doble T
compuesta por dos
canales simples
(4)
Perfil "L" simple
Miembros flexados, tales como vigas
w
b1
w
w
b1
b/2
b1
b1
b/2
b/2
w
w
w
b/2
(5)
Canal simple
w
b/2
(6)
Perfil "Z" simple
b1
b/2
(7)
Viga doble T
compuesta por dos
canales simples
w
(8)
Perfil "L" simple
Miembros comprimidos, tales como columnas
Figura C-A1.2-3 Elementos comprimidos no rigidizados
A2
Geometrías y formas constructivas no abarcadas por la Especificación
La autoridad competente puede autorizar cualquier forma constructiva alternativa,
siempre y cuando la alternativa propuesta sea satisfactoria y cumpla con los requisitos
del Capítulo F de la Especificación y con el código de construcción aplicable.
Si no existe suficiente evidencia para demostrar que se cumplen los requisitos del
código de construcción correspondiente, la autoridad a cargo de la aplicación del
código puede exigir que se realicen ensayos, a cargo del solicitante, como prueba del
cumplimiento. Los procedimientos de ensayo deben cumplir con lo estipulado en el
Capítulo F de la Especificación. Si no existe un método de ensayo reconocido o
aceptado, la autoridad puede prescribir procedimientos de ensayo adecuados.
14
A3
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Material
A3.1 Aceros aplicables
La ASTM (American Society for Testing and Materials) es la fuente básica de
las denominaciones del acero utilizadas en esta Especificación. La Sección A3.1
contiene el listado completo de las Normas ASTM para acero que son aceptadas por
la Especificación. En la Sección A9 se incluyen las fechas de publicación.
En 1996 la Norma ASTM A446 fue reemplazada por la Norma ASTM A653.
Simultáneamente la Norma ASTM A283 fue añadida al listado de la Sección A3.1
de la Especificación. Además, los aceros de alta resistencia y baja aleación (HSLA)
de Grados 70 y 80 de las Normas ASTM A653 y ASTM A715 también fueron
añadidos a la Especificación en su edición 1996.
Los propiedades del material que son importantes para el diseño de miembros de
acero conformado en frío son: límite de fluencia, resistencia a la tracción y
ductilidad. La ductilidad es la capacidad de un acero de sostener deformaciones
plásticas o permanentes antes de fracturarse, y es una propiedad importante tanto
para la seguridad estructural como para la conformación en frío. Generalmente se
mide por la deformación de una probeta de 2 in. (51 mm) de longitud. La relación
entre la resistencia a la tracción y el límite de fluencia es otra propiedad importante
del material. Es una medida del endurecimiento provocado por la deformación y de
la capacidad del material para redistribuir tensiones.
Para las Normas ASTM listadas los límites de fluencia de los aceros están
comprendidos entre 25 y 80 ksi (172 y 552 MPa) y las resistencias a la tracción
varían entre 42 y 100 ksi (290 y 690 MPa). Las relaciones resistencia a la tracción /
límite de fluencia no son menores que 1,13 y los alargamientos no son menores que
el 10 por ciento. Son excepciones los aceros ASTM A653 de calidad estructural
(SQ) Grado 80, ASTM A611 Grado E y ASTM A792 de calidad estructural Grado
80 que tienen un límite de fluencia mínimo especificado de 80 ksi (552 MPa), una
resistencia a la tracción mínima especificada de 82 ksi (565 MPa) y ningún
alargamiento mínimo especificado para una longitud de 2 in. (51 mm). Estos aceros
de baja ductilidad sólo permiten una limitada conformación en frío, requieren radios
de plegado relativamente grandes y existen otras limitaciones para su aplicación en
miembros de pórticos estructurales. Sin embargo, estos aceros han sido utilizados
exitosamente para ciertas aplicaciones específicas, tales como tableros y paneles
con grandes radios de plegado y baja concentración de tensiones. Las condiciones
para el empleo de estos aceros de calidad estructural Grado 80 y Grado E se definen
en la Sección A3.3.2 de la Especificación.
A3.2 Otros aceros
Aunque se alienta el uso de aceros con denominación ASTM listados en la
Sección A3.1 de la Especificación, en las estructuras de acero conformado en frío
también se pueden utilizar otros aceros, siempre que satisfagan los requisitos
establecidos en esta sección.
A3.3 Ductilidad
En la Sección A3.1 del Comentario se discutieron brevemente la naturaleza y la
importancia de la ductilidad y la manera de medir esta propiedad.
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Las planchas y flejes de acero cuyo límite de fluencia mínimo especificado está
comprendido entre 25 y 50 ksi (172 y 345 MPa) deben satisfacer los alargamientos
mínimos especificados por ASTM para una longitud de 2 in. (51 mm) de 11 a 26
por ciento. A fin de cumplir con los requisitos de ductilidad, a menudo los aceros
con límites de fluencia superiores a 50 ksi (345 MPa) son aceros de baja aleación.
Sin embargo, los aceros ASTM A653 de calidad estructural Grado 80, ASTM A611
Grado E y ASTM A792 de calidad estructural Grado 80 son aceros al carbono, para
los cuales la resistencia a la fluencia mínima especificada es 80 ksi (552 MPa) y no
se especifican requisitos de alargamiento. Estos aceros difieren de los listados en la
Sección A3.1 de la Especificación.
Debido a que se estaban desarrollando nuevos aceros con resistencias más
elevadas, en algunos casos con menores alargamientos, en 1968 en la Universidad
de Cornell se llevó a cabo un estudio cuyo objetivo era determinar cuánto
alargamiento realmente requiere una estructura. Se estudiaron aceros cuyas
resistencias a la fluencia variaban entre 45 y 100 ksi (310 y 690 MPa),
alargamientos en 2 in. (51 mm) de 50 a 1,3 por ciento y relaciones resistencia a la
tracción-fluencia comprendidas entre 1,51 y 1,00 (Dhalla, Errera y Winter, 1971;
Dhalla y Winter, 1974a; Dhalla y Winter, 1974b). Los investigadores desarrollaron
requisitos de alargamiento para aceros dúctiles. Estas mediciones son más precisas
pero su obtención es laboriosa; por lo tanto, los investigadores recomendaron la
siguiente determinación para aceros adecuadamente dúctiles: (1) La relación
resistencia a la tracción-resistencia a la fluencia no debe ser menor que 1,08 y (2) el
alargamiento total en una longitud de 2 in. (51 mm) no debe ser menor que 10 por
ciento ni menor que 7 por ciento en una longitud de 8 in. (203 mm). Además, la
Especificación limita el uso de los Capítulos B a E a los aceros con una ductilidad
adecuada. En vez de limitar la relación resistencia a la tracción-resistencia a la
fluencia a 1,08 la Especificación permite el empleo de requisitos de alargamiento
utilizando la técnica de medición dada por Dhalla y Winter (1974a) (Yu, 1991).
Debido a que existe poca verificación experimental del comportamiento estructural
de miembros de materiales que poseen una relación resistencia a la tracciónresistencia a la fluencia menor que 1,08 (Macadam et al., 1988), la Especificación
limita el empleo de estos materiales a correas y cintas que cumplen los requisitos
para cálculo elástico de la secciones C3.1.1(a), C3.1.2 y C3.1.3. Por lo tanto, está
prohibido emplear estos aceros en otras aplicaciones (miembros comprimidos,
miembros traccionados, otros miembros flexados incluyendo aquellos cuya
resistencia se basa en la capacidad de reserva inelástica, etc.). Sin embargo, en las
correas y cintas son aceptables las cargas axiales concurrentes de magnitud
relativamente pequeña, siempre que se cumplan los requisitos de la Sección C5.2 de
la Especificación y que ΩcP/Pn no sea mayor que 0,15 para diseño por tensiones
admisibles y Pu/φcPn no sea mayor que 0,15 para diseño por factores de carga y
resistencia.
Los aceros ASTM A653 de calidad estructural Grado 80, A611 Grado E y
ASTM A792 de calidad estructural Grado 80 no poseen una ductilidad adecuada
según lo definido en la Sección A3.3.1 de la Especificación. En la Sección A3.3.2
de la Especificación se limita su empleo a determinadas configuraciones de
múltiples almas tales como tableros para cubiertas, tableros laterales o tableros para
losas.
Limitar la resistencia a la fluencia de cálculo al 75 por ciento del límite de
fluencia mínimo especificado, ó 60 ksi (414 MPa), y la resistencia a la tracción de
cálculo al 75 por ciento de la resistencia a la tracción mínima especificada, ó 62 ksi
(428 MPa), cualquiera sea la que resulte menor, introduce un mayor factor de
15
16
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
seguridad, pero aún así hace que los aceros de baja ductilidad, tales como los aceros
de calidad estructural Grado 80 y Grado E, sean útiles para las aplicaciones
mencionadas. Están permitidos los ensayos de carga, pero no a los efectos de
utilizar cargas más elevadas que las que se pueden calcular de acuerdo con los
Capítulos B a E de la Especificación.
A3.4 Espesor mínimo entregado
Las planchas y flejes de acero, tanto recubiertas como no recubiertas, se pueden
encargar según su espesor nominal o según su espesor mínimo. Si el acero se
encarga según su espesor mínimo, todas las tolerancias del espesor son por exceso
(+) y ninguna por defecto (-). Si el acero se encarga según su espesor nominal, las
tolerancias del espesor se dividen igualmente entre excesos y defectos. Por lo tanto,
a fin de obtener un material del mismo espesor encargándolo por cualquiera de los
dos métodos, se decidió exigir que el espesor entregado de un producto conformado
en frío sea al menos el 95 por ciento del espesor de cálculo. De este modo se puede
considerar que una parte del factor de seguridad cubre las pequeñas tolerancias
negativas del espesor.
En general las mediciones del espesor se deben efectuar en el centro de las alas.
Para los tableros y laterales, las mediciones se deben efectuar tan cerca como sea
posible del centro del primer elemento plano completo de la sección. El espesor no
se debe medir a una distancia de los bordes menor que las distancias mínimas
especificadas en la Norma ASTM A568.
Es evidente que la responsabilidad de cumplir este requisito para los productos
conformados en frío es del fabricante del producto, y no del fabricante del acero.
A4
Cargas
A4.1 Cargas nominales
La Especificación no establece los requisitos sobre cargas permanentes,
sobrecargas, cargas de nieve, cargas de viento, cargas sísmicas u otras cargas para
las cuales se debe calcular la estructura. En la mayoría de los casos estas cargas
están cubiertas adecuadamente por el código de construcción o la norma de diseño
aplicable. Si este no fuera el caso se recomienda utilizar la Norma ASCE 1995
como base para el cálculo.
Para reflejar los efectos de las cargas de impacto sobre una estructura se deben
emplear principios reconocidos de la ingeniería. Para el diseño de edificios es
posible referirse a las publicaciones de la AISC (AISC, 1989; AISC, 1993).
Cuando las cargas gravitatorias y laterales producen en los miembros fuerzas de
signo contrario, se debe considerar la mínima carga gravitatoria actuando en
combinación con las cargas de viento o las cargas sísmicas.
A4.2 Estancamiento
Cuando se calcula la carga sobre una cubierta relativamente plana es necesario
considerar la geometría deformada del miembro que se produce debido al
estancamiento del agua de lluvia o del agua de deshielo. En la Sección K2 de las
Especificaciones AISC (AISC, 1989; AISC, 1993) se pueden obtener lineamientos.
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
A5
17
Diseño por tensiones admisibles
A5.1 Fundamentos del diseño
Desde 1946 el método de cálculo de los miembros y conexiones estructurales de
acero conformado en frío, tal como se prescribía en las ediciones anteriores de la
Especificación AISI, se basaba en el método de las tensiones admisibles. El método
ASD se incluye en esta Especificación combinada, junto con el método LRFD.
A5.1.1 Requisitos de resistencia para ASD
En el enfoque del cálculo por tensiones admisibles, las resistencias requeridas
(momentos flectores, fuerzas axiales y esfuerzos de corte) en los miembros
estructurales se calculan por medio de métodos de análisis estructural aceptados
para las cargas nominales o de servicio especificadas para todas las
combinaciones de cargas aplicables listadas en la Sección A5.1.2 de la
Especificación. Estas resistencias requeridas no pueden ser mayores que las
resistencias de cálculo admisibles permitidas por la Especificación. Según la
Sección A5.1.1 de la Especificación, la resistencia de cálculo admisible se
determina dividiendo la resistencia nominal por un factor de seguridad de la
siguiente manera:
Ra = Rn/Ω
donde
Ra = resistencia de cálculo admisible
Rn = resistencia nominal
Ω = factor de seguridad
La naturaleza fundamental del factor de seguridad es compensar las
incertidumbres inherentes al diseño, fabricación o armado de los componentes
de un edificio y las incertidumbres en la estimación de las cargas aplicadas. En
las diferentes secciones de la Especificación se especifican explícitamente los
factores de seguridad apropiados. A través de la experiencia se ha establecido
que los actuales factores de seguridad proporcionan un diseño satisfactorio. Se
debe destacar que el método ASD utiliza un solo factor de seguridad para una
condición dada, independientemente del tipo de carga.
A5.1.2 Combinaciones de cargas
En la Sección A5.1.2 de la Especificación se listan cuatro tipos de
combinaciones de cargas para el enfoque del Diseño por Tensiones Admisibles.
Estas combinaciones de cargas fueron adoptadas de la Norma ASCE 7-95,
"Cargas de diseño mínimas para edificios y otras estructuras." El cálculo se debe
efectuar en base a la combinación de cargas que produzca los efectos más
desfavorables. No es necesario suponer que las cargas sísmicas y las cargas de
viento actúan simultáneamente.
Cuando se utilizan tableros de acero para la construcción de cubiertas y losas
mixtas, los tableros de acero se deben diseñar para soportar el peso propio del
hormigón, el peso propio del acero y la sobrecarga correspondiente a la etapa de
construcción. La carga correspondiente a la construcción se basa en la carga
secuencial del hormigón como se especifica en la Norma ANSI/ASCE 3-91
(ASCE, 1991) y en el Manual de Diseño del SDI (Steel Deck Institute, 1995).
(C-A5.1.1-1)
18
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
A5.1.3 Cargas de viento o cargas sísmicas
Cuando una carga de viento o una carga sísmica actúa simultáneamente con
una carga gravitatoria permanente, una sobrecarga, una sobrecarga de cubierta,
una carga de nieve o una carga de lluvia es poco probable que todas estas cargas
alcancen su valor máximo simultáneamente. En consecuencia, se pueden reducir
los efectos de las cargas combinadas multiplicando por un factor de
combinación de cargas igual a 0,75 (ASCE 7-95).
Históricamente el Método de las Tensiones Admisibles permitía incrementar
la tensión admisible aplicando un factor de un tercio cuando se consideraban los
efectos del viento o de los movimientos sísmicos. Ellifritt investigó el
fundamento del incremento de un tercio en las tensiones eólicas y sísmicas
(Ellifritt, 1977) y concluyó que la justificación histórica del aumento de las
tensiones provocadas por el viento era la siguiente: "La acción del viento sobre
una estructura es altamente localizada y de muy corta duración. Por lo tanto no
es necesario tener un factor de seguridad tan elevado al diseñar para cargas de
viento." El razonamiento que llevó al incremento de un tercio en las tensiones de
cálculo admisibles correspondientes a cargas sísmicas es similar al expuesto
para el caso del viento.
La Especificación reconoce la práctica generalizada de incrementar la tensión
admisible en un 33 por ciento para viento y acción sísmica. En la Especificación
esto se expresa permitiendo una reducción del 25 por ciento en los efectos de las
cargas combinadas. Esta reducción sólo se debe utilizar para el cálculo de las
resistencias.
La Sección A5.1.3 de la Especificación también establece que cuando el
modelo de cargas sísmicas es en base a estados límites la carga sísmica
resultante (E) se debe multiplicar por 0,67. Esta reducción es consistente con la
reducción del factor de carga de 1,5 (combinaciones de cargas (5) y (6) de la
Sección A6.1.2) a 1,0 tal como lo permite la primera excepción de la Sección
A6.1.2.
A5.1.4 Otras cargas
La Especificación requiere que también se consideren los efectos
estructurales provocados por otras cargas incluyendo (a) cargas debidas a
fluidos, (b) cargas debidas al peso y presión lateral del suelo y del agua del
suelo, (c) cargas, fuerzas y efectos debidos al estancamiento y (d) fuerzas
autodeformantes y los efectos provocados por los cambios de temperatura,
contracción, cambios de humedad, fluencia lenta y movimientos debidos a
asentamientos diferenciales. Para mayor información sobre el Estancamiento,
ver la Sección A4.2 del Comentario.
A6
Diseño por factores de carga y resistencia
A6.1 Fundamentos del diseño
Un estado límite es la condición en la cual la utilidad estructural de un elemento
o miembro portante se ve afectada a tal punto que deja de ser seguro para los
ocupantes de la estructura, o en la cual el elemento ya no es capaz de satisfacer la
función para la cual fue diseñado. Los estados límites típicos para los miembros de
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
19
acero conformado en frío son las deformaciones excesivas, la fluencia, el pandeo y
llegar a la máxima resistencia luego del pandeo localizado (es decir, resistencia
posterior al pandeo). Estos estados límites se han establecido en base a la
experiencia práctica o en laboratorio y han sido investigados exhaustivamente a
través de investigaciones analíticas y experimentales. Los antecedentes del
establecimiento de los estados límites están ampliamente documentados en (Winter,
1970; Pekoz, 1986b; y Yu, 1991), y los continuos esfuerzos en la investigación de
este campo nos permiten comprenderlos cada día mejor.
En el Diseño por Factores de Carga y Resistencia se consideran dos tipos de
estados límites: (1) el estado límite de resistencia requerido para resistir las cargas
extremas durante la vida útil de la estructura, y (2) el estado límite de la capacidad
de la estructura de desempeñar la función para la cual fue diseñada durante toda su
vida útil. Estos dos estados límites generalmente se conocen como estado límite de
resistencia y estado límite de servicio. Al igual que el método ASD, el método
LRFD se centra en el estado límite de resistencia en la Sección A6.1.1 y en el
estado límite de servicio en la Sección A8.
A6.1.1 Requisitos de resistencia para LRFD
Para el estado límite de resistencia el formato general del método LRFD se
expresa mediante la siguiente ecuación:
o
∑ γ ι Qi ≤ φR n
R u ≤ φR n
donde
Ru = ∑ γ i Qi = resistencia requerida
Rn = resistencia nominal
φ = factor de resistencia
γi = factores de carga
Qi = efectos de las cargas
φRn = resistencia de cálculo
La resistencia nominal es la resistencia del elemento o miembro para un
estado límite dado, calculada para las propiedades nominales de la sección y
para las propiedades mínimas especificadas del material de acuerdo con el
modelo analítico adecuado que define la resistencia. El factor de resistencia φ
toma en cuenta las incertidumbres y variabilidades inherentes en la Rn, y
generalmente es menor que la unidad. Los efectos de las cargas Qi son los
esfuerzos en la sección transversal (es decir, momento flector, fuerza axial y
esfuerzo de corte) determinados a partir de las cargas nominales especificadas
mediante análisis estructural y γi son los correspondientes factores de carga que
toman en cuenta las incertidumbres y variabilidades de las cargas. En la Sección
A6.1.2 de este Comentario se discuten los factores de carga.
Las ventajas del LRFD son: (1) las incertidumbres y las variabilidades de los
diferentes tipos de cargas y resistencias son diferentes (por ejemplo, la carga
permanente es menos variable que la carga de viento), y con este método estas
diferencias se pueden considerar utilizando diferentes factores; y (2) al utilizar la
teoría probabilística los diseños idealmente pueden lograr una confiabilidad más
(C-A6.1.1-1)
20
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
consistente. Por lo tanto el LRFD proporciona la base para un método de diseño
más racional y refinado que el método ASD.
(a)
Conceptos probabilísticos
Los factores de seguridad o factores de carga consideran las incertidumbres y
variabilidades inherentes al proceso de diseño. El cálculo estructural consiste en
comparar los efectos de las cargas nominales, Q, con las resistencias nominales,
R, pero tanto Q como R son parámetros aleatorios (ver Figura C-A6.1.1-1). Si R
< Q se viola un estado límite. Aunque la posibilidad de ocurrencia de este evento
nunca es nula, un diseño exitoso debería tener una probabilidad de superar el
estado límite aceptablemente pequeña. Si se conocieran las distribuciones
exactas de las probabilidades de R y Q se podría determinar con exactitud la
probabilidad de que (R - Q) < 0 para cualquier diseño. En general las
distribuciones de R y Q son desconocidas, y sólo podemos conocer los
promedios, Qm y Rm, y las desviaciones estándares, σQ y σR. Sin embargo, es
posible determinar las confiabilidades relativas de varios diseños mediante el
esquema ilustrado en la Figura C-A6.1.1-2. La curva de distribución ilustrada es
para ln(R/Q), y se supera un estado límite cuando ln(R/Q) ≤ 0. El área debajo de
la curva ln(R/Q) ≤ 0 es la probabilidad de violar el estado límite. El tamaño de
esta área depende de la distancia entre el origen y el promedio de ln(R/Q). Para
un conjunto de datos estadísticos correspondientes a Rm, Qm, σR y σQ, el área
debajo de la curva ln(R/Q) ≤ 0 se puede variar modificando el valor de β (Figura
C-A6.1.1-2), ya que βσln(R/Q) = ln(R/Q)m, de donde aproximadamente
β=
ln(R m / Q m )
(C-A6.1.1-2)
VR2 + VQ2
donde VR = σR/Rm y VQ = σQ/Qm, coeficientes de variación de R y Q,
respectivamente. El índice β se denomina "índice de confiabilidad", y constituye
una medida relativa de la seguridad del diseño. Cuando se comparan dos
diseños, el más confiable será el que tenga mayor β.
Densidad de
la probabilidad
Qm
Efecto de las cargas Q
Figura C-A6.1.1-1
Rm
Resistencia R
Definición de la aleatoriedad de Q y R
21
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
βσ In(R/Q)
In(R/Q)
m
In(R/Q)
Probabilidad de superar un estado límite
Figura C-A6.1.1-2
Definición del índice de confiabilidad β
El concepto de índice de confiabilidad se puede utilizar para determinar la
confiabilidad relativa inherente al cálculo actual, y se puede utilizar para ensayar
la confiabilidad de nuevos formatos de diseño, como se ilustra mediante el
siguiente ejemplo de vigas simplemente apoyadas, arriostradas, sometidas a
carga permanente y sobrecarga.
El requisito para el cálculo por ASD de la Especificación AISI para este tipo
de vigas es
Se Fy / Ω = (L2s s / 8)(D + L)
(C-A6.1.1-3)
donde
Se = módulo elástico de la sección en base a la sección efectiva
Ω = 5/3 = factor de seguridad para flexión
Fy = límite de fluencia especificado
Ls = longitud del tramo
s = separación de las vigas
D y L son las intensidades especificadas en el código para la carga
permanente y la sobrecarga, respectivamente.
La intensidad promedio se define como (Ravindra y Galambos, 1978)
Rm = Rn (Pm Mm Fm)
(C-A6.1.1-4)
En la ecuación anterior Rn es la resistencia nominal, que en este caso es
Rn = SeFy
es decir, el momento nominal pronosticado en base a la resistencia posterior al
pandeo del ala comprimida y del alma. Los valores promedio Pm, Mm y Fm, y los
correspondientes coeficientes de variación VP, VM y VF son los parámetros
estadísticos que definen la variabilidad de la resistencia:
(C-A6.1.1-5)
22
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Pm = relación promedio entre el momento determinado experimentalmente y
el momento pronosticado para las propiedades del material y la sección
transversal real de las muestras ensayadas
Mm = relación promedio entre el límite de fluencia real y el valor mínimo
especificado
Fm = relación promedio del módulo resistente real de la sección y el valor
especificado (nominal)
El coeficiente de variación de R es igual a
VR = VP2 + VM2 + VF2
(C-A6.1.1-6)
Los valores de estos datos se obtuvieron examinando los ensayos disponibles
efectuados sobre vigas con diferentes alas comprimidas con alas y almas parcial
y totalmente efectivas, y analizando los datos sobre límite de fluencia obtenidos
mediante ensayo y las dimensiones de las secciones transversales obtenidas de
numerosas mediciones. Esta información se desarrolló a partir de
investigaciones (Hsiao, Yu y Galambos, 1988a y 1990; Hsiao, 1989) y se
presenta a continuación:
Pm = 1,11; VP = 0,09; Mm = 1,10; VM = 0,10; Fm = 1,0; VF = 0,05 y por lo tanto
Rm = 1,22 Rn y VR = 1,14.
El efecto de carga promedio es igual a
Qm = (L2s s / 8)(D m + L m )
(C-A6.1.1-7)
y
VQ =
(D m VD )2 + (L m VL )2
Dm + Lm
(C-A6.1.1-8)
donde Dm y Lm son las intensidades promedio de la carga permanente y la
sobrecarga, respectivamente, y VD y VL son los coeficientes de variación
correspondientes.
Las estadísticas de las cargas fueron analizadas en un estudio efectuado por
la NBS (National Bureau of Standards) (Ellingwood et al., 1980), en el cual se
demostró que Dm = 1,05D; VD = 0,1; Lm = L; VL = 0,25.
La intensidad promedio de la sobrecarga es igual a la intensidad de la
sobrecarga que figura en el código si el área tributaria es lo suficientemente
pequeña como para no incluir ninguna reducción de sobrecarga. Sustituyendo las
estadísticas de las cargas en las Ecuaciones C-A6.1.1-7 y C-A6.1.1-8 se obtiene
Q =
VQ =
L2s s  1,05D 
+ 1 L

8  L

(1,05D / L) 2 VD2 + VL2
(1,05D / L) + 1
(C-A6.1.1-9)
(C-A6.1.1-10)
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Por lo tanto Qm y VQ dependen de la relación entre la carga permanente y la
sobrecarga. Típicamente las vigas de acero conformado en frío poseen
relaciones D/L pequeñas, y a los efectos de verificar la confiabilidad de estos
criterios del LRFD se supondrá que D/L = 1/5 y entonces Qm = 1,21L(L2ss/8) y
VQ = 0,21.
De las Ecuaciones C-A6.1.1-3 y C-A6.1.1-5 se puede obtener la resistencia
nominal, Rn, para D/L = 1/5 y Ω = 5/3 de la siguiente manera:
Rn = 2L(L2ss/8)
Para determinar el índice de confiabilidad, β, de la Ecuación C-A6.1.1-2 se
requiere la relación Rm/Qm considerando Rm = 1,22Rn:
R m 1, 22 × 2,0 × L(L2s s / 8)
=
= 2,02
Qm
1,21L(L2s s / 8)
Por lo tanto, de la Ecuación C-A6.1.1-2,
β=
ln(2,02)
0,142 + 1,212
= 2,79
Por sí solo el hecho que β = 2,79 para vigas que poseen alas comprimidas
diferentes con alas y almas parcial y totalmente efectivas diseñadas conforme a
la Especificación AISI no tiene ningún significado. Sin embargo, cuando se
compara este valor con los β correspondientes a otros tipos de miembros de
acero conformado en frío y con los β correspondientes a diferentes tipos de
diseños que utilizan perfiles laminados en caliente o aún de otros materiales, es
posible decir que este tipo particular de viga de acero conformado en frío posee
una confiabilidad media (Galambos et al., 1982).
(b)
Fundamentos para el LRFD de estructuras de acero conformado en frío
Se ha invertido gran cantidad de trabajo para determinar el índice de
confiabilidad β inherente en el diseño tradicional como lo atestiguan las actuales
especificaciones para el cálculo estructural como la Especificación AISC para
acero laminado en caliente, la Especificación AISI para acero conformado en
frío, el Código ACI para miembros de hormigón armado, etc. Los estudios
correspondientes al acero laminado en caliente fueron resumidos por Ravindra y
Galambos (1978), trabajo en el cual también hay referencias a otros trabajos que
contienen información adicional. La determinación de β para los elementos o
miembros de acero conformado en frío ha sido presentada en diferentes informes
de la Universidad de Missouri-Rolla (Hsiao, Yu y Galambos, 1988a; Rang,
Galambos y Yu, 1979a, 1979b, 1979c y 1979d; Supornsilaphachai, Galambos y
Yu, 1979), en los cuales se presentan detalladamente tanto los datos básicos de
los estudios como los β inherentes en la Especificación AISI. Los β calculados
en estas publicaciones fueron desarrollados con estadísticas de cargas
23
24
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
ligeramente diferentes a las de este Comentario, pero la conclusión fundamental
sigue siendo la misma.
Ellingwood, Galambos, MacGregor y Cornell (Ellingwood et al., 1980;
Galambos et al., 1982; Ellingwood et al., 1982) analizaron nuevamente la
totalidad del conjunto de datos para diseños de acero laminado en caliente y
acero conformado en frío, y también los datos correspondientes a hormigón
armado, aluminio, madera laminada y muros de mampostería, utilizando: (a)
estadísticas de cargas actualizadas y (b) un nivel más avanzado de análisis
probabilístico con el cual se pudo incorporar las distribuciones de probabilidad y
describir las distribuciones de manera más realista. Los detalles de este extenso
análisis fueron presentados por los investigadores. A continuación se resumen
sólo las conclusiones finales de su trabajo.
Los valores del índice de confiabilidad β varían considerablemente para los
diferentes tipos de cargas, diferentes tipos de construcción y diferentes tipos de
miembros dentro de una especificación de diseño para un material determinado.
Para lograr una confiabilidad más consistente Ellingwood et al. (1982)
sugirieron que los siguientes valores de β proporcionarían esta mayor
consistencia a la vez que, en general, permitirían lograr por el método LRFD
esencialmente el mismo diseño que se obtiene en la actualidad para todos los
materiales de construcción. Estas confiabilidades meta β 0 a utilizar en LRFD
son:
Caso básico:
Para conexiones:
Para cargas de viento:
Carga gravitatoria, β 0 = 3,0
β 0 = 4,5
β 0 = 2,5
Estos índices de confiabilidad meta son los inherentes en los factores de
carga recomendados por la Norma ASCE 7-95 (ASCE, 1995).
Para las vigas simplemente apoyadas, arriostradas, de acero conformado en
frío con alas rigidizadas que se diseñan de acuerdo con el método de las
tensiones admisibles de AISI 1996 o con cualquier otra versión anterior de esta
especificación, se demostró que para la relación carga permanente-sobrecarga
representativa igual a 1/5 el índice de confiabilidad β = 2,79. Considerando que
para otras relaciones de cargas o para otros tipos de miembros el índice de
confiabilidad inherente en la construcción con acero conformado en frío podría
ser mayor o menor que este valor de 2,79 se recomienda tomar un índice de
confiabilidad meta β 0 = 2,5 como límite inferior para la Especificación AISI
para LRFD. Los factores de resistencia φ fueron seleccionados de manera tal que
β 0 = 2,5 es esencialmente el límite inferior de los β reales de los miembros. A fin
de garantizar que la falla de una estructura no se inicie en las conexiones, se
recomienda un índice de confiabilidad meta superior β 0 = 3,5 para las uniones y
los sujetadores. Estos dos valores meta de 2,5 y 3,5 para miembros y conexiones
respectivamente son algo menores que los recomendados por la Norma ASCE 795 (es decir 3,0 y 4,5 respectivamente), pero son esencialmente las mismas
metas que constituyen el fundamento de la Especificación AISC para LRFD
(AISC, 1993). En la Especificación AISI para LRFD, para las cargas de viento
se utiliza el mismo valor meta β 0 = 2,5 que en la Norma ASCE.
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
A6.1.2 Factores de carga y combinaciones de cargas
Los siguientes factores de carga y combinaciones de cargas fueron
desarrollados por Ellingwood et al. (1980 y 1982) para obtener esencialmente
los mismos β que los valores meta β 0, y se recomienda su uso con la Norma
ASCE 7-95 (ASCE, 1995) para todos los materiales, incluyendo el acero
conformado en frío:
1.
2.
3.
4.
5.
6.
1,4 D
1,2 D + 1,6 L + 0,5 (Lr o S o Rr)
1,2 D + 1,6 (Lr o S o Rr) + (0,5 L ó 0,8 W)
1,2 D + 1,3 W + 0,5 L + 0,5 (Lr o S o Rr)
1,2 D + 1,0 E + (0,5 L ó 0,2 S)
0,9 D - 1,3 W ó + 1,0 E)
donde
D = carga permanente
E = carga sísmica
L = sobrecarga debida a la ocupación;
peso del hormigón fresco en el caso de construcción mixta
Lr = sobrecarga de la cubierta
Rr = carga de lluvia sobre la cubierta
S = carga de nieve
W = carga de viento
Se debe observar que en la Sección A6.1.2 de la Especificación AISI se han
introducido ligeras modificaciones en los factores de carga y las combinaciones
de carga, a saber:
(a)
Debido a que la carga permanente de las estructuras de acero conformado
en frío generalmente es menor que la de la construcción pesada, la primera
combinación de cargas incluida en la Sección A6.1.2 de la Especificación
es (1,4 D + L) en vez del valor de la ASCE igual a 1,4D. Cuando L = 0 este
requisito de AISI es idéntico al de la Norma ASCE.
(b) Para la tercera combinación de cargas, en la Especificación AISI el factor
de carga utilizado para la sobrecarga nominal de la cubierta, Lr, es igual a
1,4 en vez del valor de ASCE igual a 1,6 cuando la sobrecarga de la
cubierta se debe a la presencia de obreros y materiales durante las
operaciones de reparación, ya que este tipo de sobrecarga se puede
considerar como una especie de carga de construcción.
(c) Para la construcción de cubiertas y tabiques utilizando las combinaciones
(3), (4) y (6), el factor de carga para la carga nominal de viento W a utilizar
para el diseño de correas, cintas, paneles de tabiques y tableros de cubiertas
se debe multiplicar por un factor de reducción de 0,9 porque estos
elementos son miembros secundarios sometidos a una carga de viento de
corta duración y por lo tanto se pueden diseñar para una menor
confiabilidad que los miembros primarios tales como vigas y columnas. Por
ejemplo, con este factor de reducción el índice de confiabilidad de un panel
de tabique exclusivamente sometido a carga de viento es aproximadamente
25
26
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
1,5. Con este factor de reducción se obtienen diseños comparables con las
prácticas actuales.
(d) Para las combinaciones (5) y (6) la Norma ASCE 1995 utiliza un factor de
carga de 1,0 como factor de carga sísmica cuando el modelo de cargas
sísmicas se basa en estados límites. Debido a que la mayoría de los
miembros estructurales de acero conformado en frío actualmente se diseñan
aplicando el método de las tensiones admisibles, en la Especificación AISI
1996 se mantiene el factor de carga igual a 1,5 con una excepción que
permite el empleo de un factor de carga igual a 1,0 para las cargas sísmicas
cuando el modelo de cargas sísmicas especificado por el código o
especificación aplicable se basa en estados límites.
Además de las modificaciones mencionadas en el párrafo anterior, los
siguientes criterios de LRFD se aplican para losas o cubiertas mixtas que
utilizan acero conformado en frío:
1,2 Ds + 1,6 Cw + 1,4 C
donde
Ds = peso del tablero de acero
Cw = peso del hormigón fresco durante la construcción
C = carga de construcción, incluyendo equipos, obreros y encofrados, pero
excluyendo el peso del hormigón fresco.
Con esta combinación de cargas se logran prácticas constructivas seguras
para los tableros y paneles de acero conformado en frío que de otro modo
podrían resultar dañados durante la etapa de la construcción. El factor de carga
utilizado para el peso del hormigón fresco es igual a 1,6 debido a los métodos de
entrega y porque es posible que sólo una plancha individual esté sometida a esta
carga. El uso de un factor de 1,4 para la carga de construcción refleja una
práctica generalizada del enfoque del diseño por tensiones admisibles que
consiste en incrementar la resistencia en un 33 por ciento en el caso de cargas
concentradas.
Factores de resistencia
Se recomienda usar los factores de carga y las combinaciones de cargas
dados con los criterios del LRFD para acero conformado en frío. Los siguientes
párrafos de este Comentario presentan los antecedentes de los factores de
resistencia φ recomendados para los diferentes miembros y conexiones en los
Capítulos B a E. Estos factores φ se determinan de conformidad con los factores
de carga antes presentados para obtener un índice de confiabilidad meta β 0
aproximadamente igual a 2,5 para los miembros y 3,5 para las conexiones,
respectivamente, para la combinación de cargas 1,2D + 1,6L. Por motivos de
practicidad es conveniente tener relativamente pocos factores de resistencia
diferentes, y por lo tanto los valores reales de β serán diferentes de las metas
calculadas. Esto significa que:
φRn = c(1,2D + 1,6L) = (1,2D/L + 1,6)cL
(C-A6.1.2-1)
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
27
donde c es el coeficiente de influencia determinístico que transforma las
intensidades de las cargas en efectos de las cargas.
Suponiendo D/L = 1/5 las Ecuaciones C-A6.1.2-1 y C-A6.1.1-9 se pueden
rescribir de la siguiente manera:
Rn = 1,84(cL/φ)
Qm = (1,05D/L + 1)cL = 1,21cL
(C-A6.1.2-2)
(C-A6.1.2-3)
Por lo tanto,
Rm/Qm = (1,521/φ)(Rm/Rn)
(C-A6.1.2-4)
El factor φ se puede calcular a partir de la Ecuación C-A6.1.2-5 en base a las
Ecuaciones C-A6.1.1-2, C-A6.1.1-4 y C-A6.1.2-4 (Hsiao, Yu y Galambos,
1988b):
φ = 1,521(Pm M m Fm ) exp(−β0 VR2 + VQ2
(C-A6.1.2-5)
donde β 0 es el índice de confiabilidad meta. Los demás símbolos ya fueron
definidos anteriormente.
Conociendo el factor φ, el correspondiente factor de seguridad Ω para el
cálculo por tensiones admisibles se puede calcular para la combinación de
cargas 1,2D + 1,6L de la siguiente manera:
Ω = (1,2D/L + 1,6) / [φ(D/L + 1)
donde D/L es la relación entre la carga permanente y la sobrecarga para la
condición dada.
A6.1.3 Otras cargas
La Sección A6.1.2 de la Especificación presenta factores de carga y
combinaciones de carga para cargas permanentes, sobrecargas, cargas de viento,
cargas de nieve y cargas sísmicas. Cuando los efectos estructurales de otras
cargas (F, H, P o T) son importantes también se los debe considerar en el diseño.
Los factores de carga dados en la Sección A6.1.3 de la Especificación para otras
cargas se basan en la Norma ASCE. Estos factores de carga se han elegido de
manera de obtener diseños similares a los que se obtendrían con las
especificaciones existentes, si los factores de carga fueran ajustados de manera
consistente con las combinaciones de cargas de la Sección A6.1.2 de la
Especificación (ASCE, 1995)
A7
Límite de fluencia e incremento de la resistencia debido a la
conformación en frío
A7.1 Límite de fluencia
La resistencia de los miembros estructurales de acero conformado en frío
depende del punto de fluencia o la resistencia a la fluencia, excepto en los casos en
(C-A6.1.2-6)
28
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
los cuales el pandeo elástico localizado o el pandeo global resultan críticos. Debido
a que la curva tensión-deformación de la plancha o fleje de acero puede ser de tipo
fluencia brusca (Figura C-A7.1-1(a)) o de tipo fluencia gradual (Figura C-A7.11(b)), el método para determinar el punto de fluencia del acero de fluencia brusca y
la resistencia a la fluencia del acero de fluencia gradual se basan en la Norma
ASTM A370 (ASTM, 1994). Como se ilustra en la Figura C-A7.1-2(a) el punto de
fluencia del acero de fluencia brusca se define como la tensión correspondiente a la
meseta. En el caso del acero de fluencia gradual la curva tensión-deformación es de
forma redondeada en el "codo" y la resistencia a la fluencia se determina ya sea
mediante el método del corrimiento (Figura C-A7.1-2(b)) o bien mediante el
método de alargamiento bajo carga (Figura C-A7.1-2(c)). En esta Especificación el
término límite de fluencia se aplica tanto al punto de fluencia como a la resistencia
a la fluencia. La Sección 1.2 del Manual de Diseño AISI (AISI, 1996) lista las
propiedades mecánicas mínimas especificadas por las especificaciones ASTM para
diferentes tipos de acero.
La resistencia de los miembros regidos por el pandeo depende no sólo del límite
de fluencia sino también del módulo de longitudinal, E, y del módulo tangencial, Et.
El módulo de elasticidad se define como la pendiente del tramo recto inicial de la
curva tensión-deformación (Figura C-A7.1-1). Los valores medidos de E en base a
los métodos normalizados generalmente están comprendidos entre 29.000 y 30.000
ksi (200 a 207 GPa). A los efectos del cálculo, en la Especificación se utiliza un
valor de 29.500 ksi (203 GPa). El módulo tangencial se define como la pendiente de
la curva tensión-deformación para cualquier nivel de tensión, como se ilustra en la
Figura C-A7.1-1(b).
Para los aceros de fluencia brusca Et = E hasta el punto de fluencia, pero en el
caso de los aceros de fluencia gradual Et = E solamente hasta el límite de
proporcionalidad, fpr. Una vez que la tensión supera el límite de proporcionalidad, el
módulo tangencial Et se vuelve progresivamente menor que el módulo de
elasticidad inicial.
Fu
Rango
inelástico
Endurecimiento
por deformación
Rango
elástico
Tensión, σ
Fy
tan-1E
E=
σ
ε
Deformación, ε
Figura C-A7.1-1(a) Curva tensión-deformación de una plancha o fleje de acero al carbono
de fluencia brusca
29
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Fu
tan-1E
Tensión,
σ
ft
Et =
f pr
dσ
dε
tan-1E
E= σ
ε
Deformación,
ε
Figura C-A7.1-1(b) Curva tensión-deformación de una plancha o fleje de acero al carbono
de fluencia gradual
A
n
n
R
Deformación
o
Deformación
m
o
m
om = Corrimiento especificado
(a) Muestra el punto de fluencia
en correspondencia con la parte
superior del "codo"
r
Tensión
r
R
Tensión
Tensión
Límite de fluencia
R
(b) Muestra el punto de fluencia o
la resistencia a la fluencia por el
método del corrimiento.
(También utilizado para el límite
de proporcionalidad
Deformación
o
m
om = Alargamiento especificado
bajo carga
(c) Determinación de la
resistencia a la fluencia por
el método del alargamiento bajo
carga
Figura C-A7.1-2 Diagramas tensión-deformación que ilustran los métodos para la
determinación del punto de fluencia y la resistencia a la fluencia
Diversos requisitos de la Especificación sobre pandeo fueron escritos para los
aceros de fluencia gradual cuyo límite de proporcionalidad no es menor que
alrededor del 70 por ciento del límite de fluencia mínimo especificado.
Los límites de proporcionalidad se pueden determinar a título informativo
simplemente utilizando el método del corrimiento ilustrado en la Figura C-A7.12(b), con la distancia "om" igual a 0,0001 longitud/longitud (0,01 por ciento de
corrimiento) y llamando límite de proporcionalidad a la tensión R correspondiente a
la intersección de "mn" con la curva tensión-deformación en "r".
30
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
A7.2 Incremento de la resistencia debido a la conformación en frío
Las propiedades mecánicas de las planchas, flejes, placas o barras planas de
acero, tales como el límite de fluencia, la resistencia a la tracción y el alargamiento
pueden ser sustancialmente diferentes de las propiedades exhibidas por las
secciones de acero conformado en frío. La Figura C-A7.2-1 ilustra el incremento de
la resistencia a la fluencia y de la resistencia a la tracción con respecto al material
virgen en diferentes puntos de un perfil en forma de canal y en un cordón de una
vigueta de acero conformado en frío (Karren y Winter, 1967). Esta diferencia se
puede atribuir al trabajo en frío del material durante el proceso de conformación en
frío.
La influencia del trabajo de conformación en frío sobre las propiedades
mecánicas fue investigada por Chajes, Britvec, Winter, Karren y Uribe en la
Universidad de Cornell en la década de 1960 (Chajes, Britvec y Winter, 1963;
Karren, 1967; Karren y Winter, 1967; Winter y Uribe, 1968). Se descubrió que los
cambios de las propiedades mecánicas debidos al estiramiento en frío son
provocados principalmente por el endurecimiento por deformación y el
envejecimiento por deformación, como se ilustra en la Figura C-A7.2-2 (Chajes,
Britvec y Winter, 1963). En esta figura la curva A representa la curva tensióndeformación del material virgen. La curva B corresponde a una descarga en el
rango del endurecimiento por deformación, la curva C representa la recarga
inmediata y la curva D es la curva tensión-deformación posterior al envejecimiento
por deformación. Es interesante observar que los límites de fluencia de las curvas C
y D son más elevados que el límite de fluencia del material virgen y que las
ductilidades disminuyen luego del endurecimiento y envejecimiento por
deformación.
Las investigaciones efectuadas en Cornell también revelaron que los efectos del
trabajo de conformación en frío sobre las propiedades mecánicas de las esquinas
generalmente dependen de (1) el tipo de acero, (2) el tipo de esfuerzo (compresión
o tracción), (3) la dirección del esfuerzo con respecto a la dirección del trabajo de
conformación en frío (transversal o longitudinal), (4) la relación Fu/Fy, (5) la
relación entre el radio interior y el espesor (R/t) y (6) la cantidad de trabajo en frío.
Entre los elementos enumerados las relaciones Fu/Fy y R/t son los factores más
importantes que afectan el cambio de las propiedades mecánicas de las secciones
conformadas en frío. Los materiales vírgenes con una gran relación Fu/Fy poseen un
elevado potencial para endurecimiento por deformación. En consecuencia, a medida
que crece la relación Fu/Fy el efecto del trabajo en frío sobre el aumento del límite
de fluencia del acero también aumenta. Las pequeñas relaciones R/t corresponden a
un mayor grado de conformación en frío en una esquina y por lo tanto, para un
material dado, mientras más pequeña sea R/t mayor será el incremento del límite de
fluencia.
Investigando la influencia de la conformación en frío Karren obtuvo las
siguientes ecuaciones para la relación entre la resistencia a la fluencia de las
esquinas y la resistencia a la fluencia del material virgen (Karren, 1967):
Fyc
Fyv
=
Bc
(R / t) m
(C-A7.2-1)
31
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
1"
4
J
C
H
1"
16
5"
16
Tensión, ksi
1"
4
A
B
5" 1"
16 4
3"
116
R. última
virgen
K
D
E
F
G
1" 3" 1" 3" 1" 3" 1"
4 16 4 16 4 16 4
Resistencia
a la fluencia
virgen
5"
16
3"
216
Resistencia a la fluencia
Resistencia última
(a)
3,68"
0,90"
0,25"
A
0,25"
0,90"
B
0,25"
0,25"
G
C
C
H
0,25"
R. última
virgen
F
D
C EC
Resistencia
a la fluencia
virgen
0,25"
(b)
Resistencia a la fluencia
Resistencia última
Figura C-A7.2-1 Efecto del trabajo de conformado en frío sobre las propiedades mecánicas de perfiles
metálicos de acero conformado en frío. (a) Perfil en forma de canal, (b) Cordón de una vigueta
donde
y
F
F
Bc = 3,69 uv − 0,819  uv
F
Fyv
 yv
2

 − 1,79

Fuv
− 0,068
Fyv
Fyc = resistencia a la fluencia en las esquinas
Fyv = resistencia a la fluencia del material virgen
Fuv = resistencia última a la tracción del material virgen
R = radio interno de plegado
t = espesor de la plancha
m = 0,192
32
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Aumento de Fu
Tensión
Envejecimiento
por deformación
D
A
C
Aumento
de Fy
A
Envejecimiento
por deformación
Ductilidad luego
del envejecimiento
Endurecimiento
por deformación
B
C
Deformación
Ductilidad luego
del endurecimiento
Ductilidad del material virgen
Figura C-A7.2-2 Efecto del endurecimiento por deformación y envejecimiento por
deformación sobre las características de la curva tensión-deformación
Con respecto a las propiedades de la sección completa, la resistencia a la
fluencia a tracción de la sección completa se puede aproximar utilizando un
promedio ponderado de la siguiente manera:
Fya = CFyc + (1 − C ) Fyf
donde
Fya =
Fyc =
Fyf =
C=
resistencia a la fluencia a tracción de la sección completa
resistencia a la fluencia a tracción promedio de las esquinas = BcFyv/(R/t)m
resistencia a la fluencia a tracción promedio de las porciones planas
relación entre la superficie de las esquinas y la superficie total de la
sección transversal. Para los miembros flexados que poseen alas
desiguales, el ala determinante se considera aquella para la cual se obtiene
el menor valor de C
Karren y Winter (Karren y Winter, 1967) demostraron una buena correlación
entre las características de tensión-deformación calculadas y las ensayadas para un
perfil en forma de canal y un cordón de vigueta.
Durante las dos últimas décadas numerosos investigadores han llevado a cabo
estudios adicionales. Estas investigaciones se ocuparon de las secciones
conformadas en frío con mayores relaciones R/t y materiales de mayor espesor.
También consideraron la distribución de las tensiones residuales, la simplificación
de los métodos de diseño y otros temas relacionados. Para mayores detalles ver Yu
(1991).
En 1962 la Especificación AISI permitía el uso de la conformación en frío en
base a ensayos de sección completa. Desde 1968 la Especificación AISI ha
permitido que el límite de fluencia promedio incrementado de la sección, Fya, sea
determinado por (1) ensayos de tracción de la sección completa, (2) ensayos de
columna corta o (3) cálculo de acuerdo con la Ecuación C-A7.2-2. Sin embargo,
este incremento de resistencia se limita exclusivamente a secciones relativamente
compactas diseñadas de acuerdo con la Sección C3.1 de la Especificación
(C-A7.2-2)
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
(resistencia a la flexión excluyendo el uso de la capacidad de reserva inelástica), la
Sección C4 (miembros comprimidos con carga concéntrica), Sección C5
(combinación de carga axial y flexión), Sección C6 (miembros cilíndricos
tubulares) y Sección D4 (montantes que integran un tabique). En la edición 1996 de
la Especificación AISI el incremento de resistencia debido a la conformación en
frío también está permitido para el diseño de miembros traccionados con carga axial
como se especifica en la Sección C2. El Ejemplo de cálculo I-15 demuestra el
empleo del incremento de resistencia debido al trabajo de conformación en frío para
un perfil tipo canal que será utilizado como viga (AISI, 1996).
En algunos casos, al evaluar la superficie efectiva del alma, el factor de
reducción ρ conforme a la Sección B2 de la Especificación puede ser menor que la
unidad, pero la sumatoria de b1 y b2 de la Figura B2.3-1 de la Especificación puede
ser tal que el alma resulte totalmente efectiva, y es posible utilizar la conformación
en frío.
En el desarrollo de la Especificación AISI para LRFD Rang, Galambos y Yu
(1979a y 1979b) desarrollaron los siguientes datos estadísticos correspondientes a
las propiedades de las secciones transversales a utilizar en la obtención de los
factores de resistencia φ:
(Fy)m = 1,10Fy;
(Fya)m = 1,10Fya;
(Fu)m = 1,10Fu;
Fm = 1,00
Mm = 1,10;
Mm = 1,10;
Mm = 1,10;
VF = 0,05
VFy = VM = 0,10
VFya = VM = 0,11
VFu = VM = 0,08
En estas expresiones m se refiere al valor promedio; V representa el coeficiente
de variación; M y F son, respectivamente, las relaciones entre la propiedad real del
material y la propiedad nominal o la propiedad de la sección transversal; y Fy, Fya y
Fu son, respectivamente, el límite de fluencia mínimo especificado, el límite de
fluencia promedio incluyendo el efecto de la conformación en frío y la resistencia a
la tracción mínima especificada.
Estos datos estadísticos se basan en el análisis de numerosas muestras (Rang et
al., 1978) y son valores representativos de las propiedades de los materiales y
secciones transversales utilizados en las aplicaciones industriales de las estructuras
de acero conformado en frío.
A8
Serviciabilidad
Los estados límites de servicio son condiciones bajo las cuales la estructura ya no
puede satisfacer las funciones para las cuales fue diseñada. En general las condiciones
de seguridad y resistencia no se ven afectadas por los estados límites de servicio. Sin
embargo, los criterios de serviciabilidad son esenciales para garantizar el
comportamiento estructural y la economía del diseño.
Las condiciones habituales que pueden requerir estados límites de servicio son:
1. Deflexiones o rotaciones excesivas que pueden afectar la apariencia o
funcionalidad de la estructura. Es necesario considerar las deflexiones que pueden
provocar daños en los elementos no estructurales.
2. Vibraciones excesivas que pueden incomodar a los ocupantes o provocar el mal
funcionamiento de los equipos.
33
34
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
3. Deterioro provocado por el tiempo que puede incluir la corrosión o aspectos
estéticos, la respuesta de la estructura y la reacción de los ocupantes del edificio.
Al verificar los estados límites de servicio el diseñador debe considerar las cargas
de servicio adecuadas, la respuesta de la estructura y la reacción de los ocupantes del
edificio.
Las cargas de servicio que pueden requerir consideración incluyen las cargas
estáticas, las cargas de nieve o de lluvia, las variaciones de temperatura y las cargas
dinámicas provocadas por las actividades de los ocupantes, los efectos inducidos por el
viento o la operación de maquinarias. Las cargas de servicio son las cargas reales que
actúan sobre la estructura en cualquier instante arbitrario. Las cargas de servicio
adecuadas para verificar los estados límites de servicio pueden ser apenas una fracción
de las cargas nominales.
Generalmente la respuesta de la estructura frente a las cargas de servicio se puede
analizar suponiendo un comportamiento elástico lineal. Sin embargo, es posible que
los miembros que acumulan deformaciones residuales bajo cargas de servicio
requieran la consideración de este comportamiento a largo plazo.
Los estados límites de servicio dependen de la función de la estructura y de la
percepción del observador. A diferencia de los estados límites de resistencia, no es
posible especificar estados límites de servicio generalizados que sean aplicables a
todas las estructuras. La Especificación no contiene requisitos específicos, pero en
general el código de construcción aplicable contiene lineamientos sobre este tema. En
ausencia de criterios específicos, es posible hallar lineamientos en Fisher y West
(1990), Ellingwood (1989), Murria (1991), Allen y Murria (1993).
A9
Documentos de referencia
En la Sección A9 se han listado y actualizado otras especificaciones y normas a las
cuales la Especificación hace referencia a fin de incluir las fechas efectivas de estas
normas al momento de la aprobación de esta Especificación.
Al final de este Comentario se incluyen referencias adicionales que el diseñador
podrá utilizar para obtener información relacionada.
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
B.
ELEMENTOS
En las construcciones de acero conformado en frío los elementos individuales de los
miembros estructurales de acero son de poco espesor y las relaciones ancho-espesor
son elevadas en comparación con los perfiles laminados en caliente. Estos elementos
de poco espesor pueden pandear de forma localizada a un nivel de tensiones menor que
el límite de fluencia del acero si están sometidos a compresión en flexión, compresión
axial, corte o apoyo. La Figura C-B-1 ilustra algunos patrones de pandeo localizado
para determinadas vigas y columnas (Yu, 1991).
Como el pandeo localizado de los elementos individuales de las secciones de acero
conformado en frío es un criterio de diseño de la mayor importancia, el diseño de estos
miembros debería proporcionar suficiente seguridad contra la falla por inestabilidad
localizada considerando debidamente la resistencia posterior al pandeo de los
componentes estructurales. El Capítulo B de la Especificación contiene los requisitos
de diseño para diferentes relaciones ancho-espesor y las ecuaciones de diseño para
determinar los anchos efectivos de los elementos comprimidos rigidizados, elementos
comprimidos no rigidizados y elementos con rigidizadores de borde o rigidizadores
intermedios. Se incluyen requisitos adicionales para el empleo de rigidizadores.
B1
Limitaciones y consideraciones sobre las dimensiones
B1.1 Consideraciones sobre la relación entre el ancho plano de las
alas y su espesor
(a) Máximas relaciones entre el ancho plano y el espesor
La Sección B1.1(a) de la Especificación contiene limitaciones para las
relaciones ancho plano-espesor de las alas comprimidas. En alguna medida
estas limitaciones son arbitrarias. Sin embargo, reflejan una gran experiencia y
su intención es delimitar rangos prácticos (Winter, 1970).
La limitación que establece una relación w/t máxima de 60 para las alas
comprimidas que poseen un borde longitudinal conectado a un alma y la otra
ala rigidizada por un labio rigidizador simple se basa en el hecho de que si la
relación w/t de esta ala es mayor que 60 sería necesario un labio rigidizador
simple con una profundidad relativamente grande para rigidizar el ala (Winter
(1970). La inestabilidad localizada del labio requeriría una reducción de la
capacidad de flexión para impedir el pandeo prematuro del labio rigidizador.
Por este motivo la relación w/t se limita a 60 para los elementos comprimidos
que poseen un borde longitudinal conectado a un elemento de ala o de alma y
el otro rigidizador por un labio rigidizador simple.
(b) Desplazamiento vertical de las alas
Las vigas que poseen alas inusualmente anchas y delgadas pero estables (es
decir, alas fundamentalmente traccionadas con relaciones w/t elevadas) tienen
una tendencia a desplazarse verticalmente cuando están sometidas a flexión. Es
decir, las porciones de estas alas más alejadas del alma (bordes de las vigas
doble T, porciones centrales de las alas de las vigas tipo cajón o sombrero)
tienden a deformarse hacia el eje neutro. Winter (1948b) presentó un
tratamiento analítico aproximado para este problema. La Ecuación B1.1-1 de la
Especificación permite calcular el máximo ancho de ala admisible, wf, para un
desplazamiento vertical de las alas dado, cf.
35
36
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Ala comprimida
Ala comprimida
(a)
A
A
Corte A - A
(b)
Figura C-B-1 Pandeo localizado de elementos comprimidos
(a) vigas, (b) columnas
Se debe observar que la Sección B1.1(b) no estipula el desplazamiento
vertical de las alas que se puede considerar admisible, pero un desplazamiento
del orden del 5 por ciento de la profundidad de la sección no es excesivo bajo
las condiciones habituales. En general el desplazamiento vertical de las alas no
es un factor crítico que determine el ancho de las alas. Sin embargo, cuando la
estética de la sección es importante, se debe controlar adecuadamente la
distorsión fuera del plano. el Ejemplo I-17 ilustra la consideración de diseño
para el desplazamiento vertical de las alas (AISI, 1996).
(c) Tramos cortos que soportan cargas concentradas
En las vigas de formas poco habituales las tensiones normales son inducidas
en las alas por medio de tensiones de corte transferidas desde el alma al ala.
Estas tensiones de corte producen en el ala deformaciones por corte que, para
las dimensiones habituales, tienen efectos despreciables. Sin embargo, si las
alas son inusualmente anchas (en relación con su longitud) estas tensiones de
corte provocan una disminución de las tensiones normales de flexión en las
alas a medida que aumenta la distancia desde el alma. El resultado de este
fenómeno es una distribución no uniforme de las tensiones en el ancho del ala,
similar a la de los elementos comprimidos rigidizados (ver Sección B2 del
Comentario), aunque por motivos totalmente diferentes. La forma más sencilla
de tomar en cuenta esta variación de las tensiones es reemplazar el ala con
tensiones no uniformes de ancho wf por una de un ancho efectivo, reducido,
sometida a una tensión uniforme (Winter, 1970).
Los análisis teóricos realizados por diferentes investigadores llegaron a
resultados que difieren numéricamente (Roark, 1965). Los requisitos de la
Sección B1.1(c) se basan en análisis y evidencia experimental obtenida
37
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Ancho efectivo de cálculo
Ancho real
mediante mediciones detalladas de las tensiones en once vigas (Winter, 1940).
De hecho, los valores de los anchos efectivos dados en la Tabla B1.1(c) fueron
tomados directamente de la Curva A de la Figura 4 del trabajo de Winter
(1940).
Se debe observar que de acuerdo con la Sección B1.1(c) el uso de un ancho
reducido para alas anchas pero estables se requiere solamente para cargas
concentradas tal como se ilustra en la Figura C-B1.1-1. Como se puede ver en
la Curva B de la figura, para cargas uniformes la reducción del ancho para
relaciones ancho-longitud extremadamente grandes es tan pequeña que es
prácticamente despreciable.
Para carga uniforme
1,0
B
0,9
Criterio de diseño AISI
0,8
A
0,7
Para carga concentrada
0,6
0,5
0
10
L
w
20
30
f
Figura C-B1.1-1 Curvas analíticas para determinar el ancho efectivo de las alas
de vigas de poca longitud
Este fenómeno es particularmente importante en la ingeniería naval y el
diseño de aeronaves. Sin embargo, en las construcciones de acero conformado
en frío es muy poco habitual que las vigas sean lo suficientemente anchas como
para requerir reducciones significativas de acuerdo con la Sección B1.1(c). El
Ejemplo I-16 del Manual de Diseño (AISI, 1996) muestra un ejemplo de
cálculo.
B1.2 Máxima relación entre la profundidad del alma y su espesor
Hasta 1980 la máxima relación profundidad-espesor del alma, h/t, se limitaba a:
(a) 150 para miembros de acero conformado en frío con almas no reforzadas y (b)
200 para miembros provistos de medios adecuados para transmitir las cargas
concentradas y/o reacciones al alma. En base a los estudios realizados en la
Universidad de Missouri-Rolla en la década de 1970 (LaBoube y Yu, 1978a, 1978b
y 1982b; Hetrakul y Yu, 1978 y 1980; Nguyen y Yu, 1978a y 1978b), en la edición
1980 de la Especificación AISI las máximas relaciones h/t fueron incrementadas a
(a) 200 para almas no reforzadas, (b) 260 para el caso que se utilicen rigidizadores
de apoyo y (c) 300 para el caso que se utilicen rigidizadores de apoyo e
intermedios. Estas limitaciones de h/t son las mismas que se utilizan en la
Especificación AISC (AISC, 1989) para vigas placa y se mantuvieron en la edición
1996 de la Especificación AISI. Como en la edición 1986 de la Especificación AISI
se modificó la definición de "h" pasando de la "distancia libre entre alas" a la
"profundidad de la porción plana," medida a lo largo del plano del alma, puede
38
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
parecer que la máxima relación h/t es más liberal. Un estudio no publicado de
LaBoube concluyó que la definición actual de h tiene una influencia despreciable
sobre la resistencia del alma.
B2
Anchos efectivos de los elementos rigidizados
Es un hecho conocido que el comportamiento estructural y la capacidad portante de
los elementos comprimidos rigidizados tales como el ala comprimida de una sección
tipo sombrero dependen de la relación w/t y de las condiciones de apoyo a lo largo de
ambos bordes longitudinales. Si la relación w/t es pequeña la tensión en el ala
comprimida puede llegar al límite de fluencia del acero y la resistencia del elemento
comprimido está determinada por la fluencia. Para las alas comprimidas con relaciones
w/t elevadas el pandeo localizado (Figura C-B2-1) se producirá a la siguiente tensión
crítica de pandeo elástico:
f cr =
kπ2 E
12 (1 − µ 2 ) ( w / t )
(C-B2-1)
2
donde
E = módulo de elasticidad del acero
k = coeficiente de pandeo de placas (Tabla C-B2-1)
k = 4 para elementos comprimidos rigidizados con cada uno de sus bordes
longitudinales soportados por un alma
t = espesor del elemento comprimido
w = ancho plano del elemento comprimido
µ = coeficiente de Poisson = 0,3 para acero en el rango elástico
Cuando la tensión crítica de pandeo elástico calculada de acuerdo con la Ecuación
C-B2-1 es mayor que el límite de proporcionalidad del acero, el elemento comprimido
pandeará en el rango inelástico (Yu, 1991).
a
c
Figura C-B2-1
b
d
Pandeo localizado del ala comprimida de una viga en forma de sombrero
A diferencia de los miembros estructurales unidimensionales tales como las
columnas, los elementos comprimidos rigidizados no colapsarán al llegar a la tensión
de pandeo. Luego del pandeo el elemento puede soportar una carga adicional gracias a
la redistribución de tensiones. Este fenómeno se conoce como resistencia posterior al
39
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
pandeo de los elementos comprimidos y es más pronunciado en los elementos
comprimidos rigidizados con relaciones w/t elevadas. El mecanismo de la acción
posterior al pandeo de los elementos comprimidos fue tratado por Winter en las
ediciones anteriores de este Comentario (Winter, 1970).
Por motivos de simplicidad imaginemos una placa cuadrada uniformemente
comprimida en una dirección, con los bordes no cargados simplemente apoyados. Ya
que es difícil visualizar el comportamiento de estos elementos bidimensionales,
reemplazaremos la placa por el modelo ilustrado en la Figura C-B2-2. Este modelo
consiste en una grilla de barras longitudinales y transversales en las cuales se considera
que está concentrado el material de la placa real. Como la placa está uniformemente
comprimida, cada uno de los montantes longitudinales representa una columna cargada
con P/5, siendo P la carga total que actúa sobre la placa. A medida que la carga
aumenta gradualmente la tensión de compresión en cada uno de estos montantes
alcanzará el valor crítico de pandeo de columna y los cinco montantes tenderán a
pandear simultáneamente. Si estos montantes fueran columnas simples, sin apoyos más
que los de los extremos, colapsarían simultáneamente al aumentar la deformación
lateral sin restricciones. Es evidente que esto no puede ocurrir en el modelo que
utilizamos para la placa. De hecho, tan pronto como los montantes longitudinales
comiencen a deformarse a sus tensiones de pandeo, las barras transversales a las cuales
están conectados se deberán estirar como tirantes para acomodar la deformación
impuesta. Como cualquier otro material estructural, estas barras transversales resisten
el estiramiento y por lo tanto su efecto es el de restringir las deformaciones de los
montantes longitudinales.
b
a
w
d
c
Figura C-B2-2
w
Modelo para la resistencia posterior al pandeo
Los esfuerzos de tracción en las barras horizontales de la grilla del modelo
corresponden a las llamadas tensiones de membrana en una placa real. Estas tensiones,
exactamente como en el caso de la grilla del modelo, entran en juego tan pronto como
las tensiones de compresión comienzan a provocar el pandeo. Consisten
40
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
fundamentalmente en tracciones transversales, pero también algunos esfuerzos de
corte, que contrarrestan las deformaciones de pandeo, es decir, tienden a estabilizar la
placa de forma que no se produzca más pandeo bajo la compresión longitudinal en
aumento. Por lo tanto, el comportamiento resultante del modelo es el siguiente: (a) no
hay colapso por deformaciones no restringidas, como en las columnas no apoyadas, y
(b) diferentes montantes tendrán deformaciones diferentes, aquellos más próximos a
los bordes apoyados permanecerán casi rectos gracias a los tirantes mientras que los
más próximos al centro sufrirán las mayores deformaciones.
Como consecuencia de (a), el modelo no colapsará cuando se alcance la tensión de
pandeo (Ecuación C-B2-1); a diferencia de lo que ocurre en las columnas, simplemente
desarrollará pequeñas deformaciones pero continuará soportando cargas en aumento.
Como consecuencia de (b), los montantes (fajas de la placa) más próximos al centro,
que son los que más se deforman, "escapan" de la carga y casi no participan a medida
que la carga continúa aumentando. De hecho estas fajas centrales hasta pueden
transferir parte de su carga previa al pandeo a las fajas vecinas. Los montantes (o fajas)
más próximas a los bordes, que se mantienen rectas gracias a los tirantes, continúan
resistiendo cargas cada vez mayores casi sin incrementar su deformación. Para la placa
esto significa que la tensión de compresión que hasta ese momento había sido
uniforme se redistribuye como se ilustra en la Figura C-B2-3, siendo las tensiones
mayores en los bordes y menores en el centro. Como también se puede ver en la Figura
C-B2-3, a medida que aumenta la carga esta no uniformidad se vuelve más
pronunciada. La placa falla (es decir, ya no puede soportar ningún otro incremento de
carga) sólo cuando las fajas más solicitadas, próximas a los bordes apoyados,
comienzan a ceder (es decir, cuando la tensión de compresión fmax llega al límite de
fluencia fy).
fmax
b/2
b/2
w
Figura C-B2-3
Distribución de tensiones en elementos comprimidos rigidizados
Esta resistencia posterior al pandeo de las placas fue descubierta experimentalmente
en 1928, y Th. v. Karman presentó por primera vez una teoría aproximada para este
fenómeno en 1932 (Bleich, 1952). Desde entonces se la ha utilizado en el diseño de
aeronaves. En la serie de fotografías de la Figura 7 de Winter (1959b) se puede
encontrar una ilustración gráfica de este fenómeno de resistencia.
El modelo de la Figura C-B2-2 es representativo del comportamiento de un
elemento comprimido apoyado a lo largo de sus dos bordes longitudinales, como el ala
de la Figura C-B2-1. En realidad estos elementos pandean en ondas de forma
aproximadamente cuadrada.
41
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Para poder utilizar la resistencia posterior al pandeo del elemento comprimido
rigidizado, desde 1946 la Especificación AISI utiliza el enfoque del ancho efectivo de
cálculo para determinar las propiedades seccionales. En la Sección B2 de esta
Especificación se presentan ecuaciones de diseño para calcular los anchos efectivos
para los tres casos siguientes: (1) elementos rigidizados uniformemente comprimidos,
(2) elementos rigidizados uniformemente comprimidos con perforaciones circulares y
(3) almas y elementos rigidizados con gradiente de tensiones. Los antecedentes de los
diferentes requisitos de diseño se discuten en secciones posteriores.
B2.1 Elementos rigidizados uniformemente comprimidos
(a) Ancho efectivo para la determinación de la capacidad de carga
En el "enfoque del ancho efectivo de cálculo" en vez de considerar la
distribución de tensiones no uniforme en la totalidad del ancho de la placa w, se
supone que la carga total es soportada por un ancho efectivo ficticio b,
sometido a una tensión uniformemente distribuida igual a la tensión en el borde
fmax, como se ilustra en la Figura C-B2-3. El ancho b se selecciona de manera
tal que la superficie debajo de la curva de la distribución real no uniforme de
las tensiones sea igual a la sumatoria de las dos partes del área sombreada
rectangular equivalente con un ancho total b y una tensión cuya intensidad es
igual a la tensión en el borde fmax.
En base al concepto de "ancho efectivo" introducido por von Karman et al.
(von Karman, Sechler y Donnell, 1932) y las investigaciones sobre secciones
de acero conformado en frío efectuadas en la Universidad de Cornell, en 1946
Winter desarrolló las siguientes ecuaciones para determinar el ancho efectivo b
para elementos comprimidos rigidizados simplemente apoyados sobre sus dos
bordes longitudinales:
b = 1,9t
E 
 t  E 
1 − 0, 475  

f max 
 w  f max 
(C-B2.1-1)
Esta ecuación se puede expresar en términos de la relación fcr/fmax de la
siguiente manera:
f cr
b
=
w
f max

f
 1 − 0, 25 cr
f max




(C-B2.1-2)
Durante el período comprendido entre 1946 y 1968 el requisito de diseño de
AISI para determinar el ancho efectivo de cálculo se basó en la Ecuación CB2.1-1. Años de acumulación de experiencia han demostrado que es posible
utilizar una ecuación más realista para determinar el ancho efectivo b (Winter,
1970):
b = 1,9t
E 
 t  E
1 − 0, 415  
f max 
 w  f max



Yu (1991) ilustra la correlación entre los datos de ensayo correspondientes a
elementos comprimidos rigidizados y la Ecuación C-B2.1-3.
(C-B2.1-3)
42
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Se debe observar que la Ecuación C-B2.1-3 también se puede expresar en
términos de la relación fcr/fmax de la siguiente manera:
f cr
b
=
w
f max

f
 1 − 0, 22 cr
f max




(C-B2.1-4)
Por lo tanto, el ancho efectivo b se puede determinar como
b = ρw
donde ρ = factor de reducción
(
(C-B2.1-5)
)
= 1 − 0, 22 / f max / f cr / f max / f cr = (1 − 0, 22 / λ ) / λ ≤ 1
(C-B2.1-6)
En la Ecuación C-B2.1-6 λ es un factor de esbeltez que se determina de la
siguiente manera:
2
λ = f max / f cr = f max 12 (1 − µ 2 ) ( w / t )  / ( kπ2 E )


(
= 1,052 / k
)(w / t)
(C-B2.1-7)
f max / E
La Figura C-B2.1-1 muestra la relación entre ρ y λ. Se observa que cuando λ ≤
0,673 ρ = 1,0.
1,0
0,9
0,8
0,7
ρ
Ec. C-B2.1-6
ρ = (1 - 0,22/λ)/λ ≤ 1
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
0
0 0,673 1
2
3
4
5
6
7
8
λ
Figura C-B2.1-1 Factor de reducción, ρ, vs. factor de esbeltez, λ
En base a las Ecuaciones C-B2.1-5 a C-B2.1-7 y el enfoque unificado
propuesto por Pekoz (1986b y 1986c), la edición 1986 de la Especificación
AISI adoptó el formato no dimensional de la Sección B2.1 para determinar el
ancho efectivo de cálculo, b, para elementos rigidizados uniformemente
comprimidos. Las mismas ecuaciones de diseño se utilizan en la edición 1996
de la Especificación AISI. En la Parte I del Manual de Diseño (AISI, 1996) se
presentan ejemplos de cálculo.
(b) Ancho efectivo para la determinación de la deflexión
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Las ecuaciones para el ancho efectivo de cálculo discutidas en el párrafo
precedente para determinar la capacidad de carga también se pueden utilizar
para obtener un ancho efectivo conservador, bd, para el cálculo de las
deflexiones. Está incluido en la Sección B2.1(b) de la Especificación como
Procedimiento I.
Para los elementos comprimidos rigidizados soportados por un alma en sus dos
bordes longitudinales, un estudio efectuado por Weng y Pekoz (1986) demostró
que con las Ecuaciones B2.1-7 a B2.1-10 de la Especificación se puede obtener
una estimación más precisa del ancho efectivo, bd, para el análisis de las
deflexiones. Estas ecuaciones se incluyen en el Procedimiento II. El calculista
tiene la opción de utilizar cualquiera de los dos procedimientos para determinar
el ancho efectivo a utilizar en el cálculo de las deflexiones.
B2.2 Elementos rigidizados uniformemente comprimidos con
perforaciones circulares
En los miembros estructurales de acero conformado en frío, algunas veces hay
perforaciones en las almas y/o las alas de las vigas y columnas para la colocación
de ductos y tuberías o por otros motivos constructivos. La presencia de estas
perforaciones puede provocar una reducción de la resistencia de los elementos
componentes individuales y de la resistencia y rigidez global de los miembros
dependiendo del tamaño, forma y disposición de las perforaciones, la configuración
geométrica de la sección transversal y las propiedades mecánicas del material.
El análisis y cálculo exacto de las secciones de acero con perforaciones es
altamente complejo, en particular cuando las formas y las disposiciones de las
perforaciones son poco habituales. El requisito de diseño incluido en la Sección
B2.2 de la Especificación para elementos rigidizados uniformemente comprimidos
con perforaciones circulares se basan en un estudio realizado por Ortiz-Colberg y
Pekoz en la Universidad de Cornell (Ortiz-Colberg y Pekoz, 1981). En Yu y Davis
(1973a) y Yu (1991) hay información adicional disponible sobre el comportamiento
estructural de los elementos perforados.
B2.3 Almas y elementos rigidizados con gradiente de tensiones
Cuando una viga está sometida a momento flector, la porción comprimida del
alma puede pandear debido a la tensión de compresión provocada por la flexión. La
tensión crítica de pandeo teórica para una placa plana rectangular en flexión pura se
puede determinar utilizando la Ecuación C-B2-1, excepto que la relación
profundidad-espesor, h/t, se sustituye por la relación ancho-espesor, w/t, y el
coeficiente de pandeo de placas, k, es igual a 23,9 para apoyos simples como se
lista en la Tabla C-B2-1.
Antes de 1986 el cálculo de las almas de las vigas de acero conformado en frío
se basaba en la profundidad total del alma con la tensión admisible de flexión
especificada en la Especificación AISI. A fin de unificar los métodos de diseño para
los elementos del alma y las alas comprimidas, en base a los estudios de Pekoz
(1986b) y Cohen y Pekoz (1987) en la edición 1986 de la Especificación AISI se
adoptó el enfoque de la "profundidad efectiva de cálculo". Este es un enfoque
diferente al de la práctica anterior que utilizaba la totalidad de la superficie del
elemento del alma junto con una tensión reducida para tomar en cuenta el pandeo
localizado y la resistencia posterior al pandeo (LaBoube y Yu, 1982b; Yu, 1985).
43
44
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
B3
Anchos efectivos de los elementos no rigidizados
De manera similar al caso de los elementos comprimidos rigidizados, en los
elementos comprimidos no rigidizados la tensión puede llegar al límite de fluencia del
acero si la relación w/t es pequeña. Como el elemento no rigidizado tiene un borde
longitudinal soportado por el alma y el otro borde libre, la relación ancho-espesor
limitante de los elementos no rigidizados es mucho menor que la de los elementos
rigidizados.
Tabla C-B2-1 Valores del coeficiente de pandeo de placas
Caso
(a)
Tipo de
esfuerzo
Valor de k para placa
larga
Compresión
4,0
Compresión
6,97
Compresión
0,425
Compresión
1,277
S.A.
Compresión
5,42
S.A.
Corte
5,34
Corte
8,98
Flexión
23,9
Flexión
41,8
Condición de borde
S.A.
S.A.
S.A.
S.A.
Empotrado
(b)
S.A.
(c)
S.A.
(d)
S.A.
(e)
S.A.
S.A.
Empotrado
S.A.
S.A.
Libre
Empotrado
S.A.
Libre
Empotrado
S.A.
(f)
(g)
S.A.
S.A.
S.A.
Empotrado
Empotrado Empotrado
Empotrado
(h)
S.A.
S.A.
S.A.
S.A.
(i)
Empotrado
Empotrado Empotrado
Empotrado
Cuando la relación w/t del elemento no rigidizado es elevada, habrá pandeo
localizado (Figura C-B3-1) a la tensión elástica crítica determinada mediante la
Ecuación C-B2-1 con un valor de k = 0,43. Este coeficiente de pandeo está listado en
la Tabla C-B2-1 para el caso (c). Para las relaciones w/t intermedias el elemento no
rigidizado pandeará en el rango inelástico. La Figura C-B3-2 muestra la relación entre
la máxima tensión para elementos comprimidos no rigidizados y la relación w/t, donde
la Línea A es el límite de fluencia del acero, la Línea B representa la tensión de pandeo
inelástico, las Curvas C y D ilustran la tensión de pandeo elástico. Las ecuaciones
correspondientes a las Curvas A, B, C y D fueron desarrolladas a partir de
45
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
investigaciones experimentales y analíticas anteriores y utilizadas para determinar las
tensiones de cálculo admisibles de la Especificación AISI hasta 1986 (Winter, 1970;
Yu, 1991). En la Figura C-B3-2 también se ilustra la Curva E, la cual representa la
máxima tensión en base a la resistencia posterior al pandeo del elemento no rigidizado.
En la Figura C-B3-3 se ilustra la correlación entre los datos de ensayos realizados
sobre elementos no rigidizados y las tensiones máximas pronosticadas (Yu, 1991).
Hasta 1986 la práctica generalizada consistía en calcular los miembros de acero
conformado en frío con alas no rigidizadas utilizando el enfoque del diseño por
tensiones admisibles. La ecuación para el ancho efectivo no se utilizaba en las
ediciones anteriores de la Especificación AISI debido a la falta de una exhaustiva
verificación experimental y a la preocupación por las excesivas distorsiones fuera del
plano bajo cargas de servicio.
Figura C-B3-1
Pandeo localizado de un ala comprimida no rigidizada
63,3/ Fy
Fluencia
Fy
144 / Fy
Pandeo
elástico
Pandeo
inelástico
A
B
w/t = 25
En base a la resistencia posterior al pandeo
Tensión
C
f cr
0
10
20
E
D
30
40
50
60
w
t
Figura C-B3-2
Máxima tensión para elementos comprimidos no rigidizados
En la década del 70 Kalyanaraman, Pekoz y Winter estudiaron en la Universidad de
Cornell la aplicabilidad del concepto de ancho efectivo a los elementos no rigidizados
uniformemente comprimidos (Kalyanaraman, Pekoz y Winter, 1977; Kalyanaraman y
Pekoz, 1978). Pekoz presentó la evaluación de los datos de ensayos utilizando k = 0,43
en el informe AISI (Pekoz, 1986b), el cual indica que con la Ecuación C-B2.1-6
desarrollada para elementos comprimidos rigidizados se obtiene un límite inferior
46
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
conservador para los resultados de los ensayos realizados sobre elementos
comprimidos no rigidizados. Además de determinar la resistencia, este mismo estudio
también investigó las deformaciones fuera del plano en elementos no rigidizados. En el
mismo informe Pekoz presentó los resultados de cálculos teóricos y los resultados de
los ensayos efectuados sobre secciones con elementos no rigidizados con w/t = 60. Se
descubrió que la máxima amplitud de la deformación fuera del plano en la falla puede
ser igual al doble del espesor a medida que la relación w/t se acerca a 60. Sin embargo,
las deformaciones son significativamente menores bajo cargas de servicio. En base a
las justificaciones y motivos indicados, en la Sección B3 de la Especificación AISI de
1986 se adoptó por primera vez el enfoque del ancho efectivo de cálculo.
1,2
Fluencia
1,0
Pandeo inelástico
A
0,8
σ/Fy
Pandeo elástico
B
0,6
C
0,4
Tensión de pandeo localizado
0,2
0
0
Figura C-B3-3
D
Tensión de falla
63,3
50
100
w
t
144
150
200
250
Fy
Correlación entre los datos de ensayo y las tensiones máximas
pronosticadas
B3.1 Elementos no rigidizados uniformemente comprimidos
En la presente Especificación se establece que los anchos efectivos, b, de los
elementos no rigidizados uniformemente comprimidos se pueden determinar de
acuerdo con la Sección B2.1(a) de la Especificación con la excepción de que el
coeficiente de pandeo k se tome como 0,43. Este es un valor teórico para placas
largas. Ver el caso (c) en la Tabla C-B2-1. Para la determinación de las deflexiones
los anchos efectivos de los elementos no rigidizados uniformemente comprimidos
sólo se pueden determinar de acuerdo con el Procedimiento I de la Sección B2.1(b)
de la Especificación, ya que el Procedimiento II fue desarrollado exclusivamente
para elementos comprimidos rigidizados. En la Parte I del Manual se presentan
ejemplos de cálculo (AISI, 1996).
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
B3.2 Elementos no rigidizados y rigidizadores de borde con gradiente
de tensiones
En los miembros comprimidos con carga concéntrica y en los miembros
flexados en los cuales el elemento comprimido no rigidizado es paralelo al eje
neutro la distribución de tensiones es uniforme antes de producirse el pandeo
localizado. Sin embargo, cuando los rigidizadores de borde de la sección de la viga
están dispuestos hacia adentro o hacia fuera, la tensión de compresión en el
rigidizador no es uniforme sino que varía proporcionalmente a la distancia al eje
neutro.
Existe muy poca información sobre el comportamiento de elementos no
rigidizados comprimidos con un gradiente de tensiones. Las investigaciones
realizadas en Cornell sobre el comportamiento de los rigidizadores de borde para
miembros flexados han demostrado que utilizando la ecuación del ancho efectivo
de Winter (Ecuación C-B2.1-4) con k = 0,43 se logra una buena correlación entre la
capacidad determinada mediante ensayos y la capacidad calculada (Pekoz, 1986b).
Esta misma tendencia también se verificó para la determinación de la deflexión. Por
lo tanto, en la Sección B3.2 de la Especificación los anchos efectivos de los
miembros no rigidizados y rigidizadores de borde con gradiente de tensiones se
tratan como elementos uniformemente comprimidos con una tensión f que debe ser
la máxima compresión en el elemento.
B4
Anchos efectivos de los elementos con un rigidizador intermedio o
un rigidizador de borde
En las vigas de acero conformado en frío tales como las secciones tipo sombrero,
cajón o U invertida (Secciones (3), (4) y (5) de la Figura C-A1.2-2) el ala comprimida
está apoyada a lo largo de ambos bordes longitudinales sobre las almas. En este caso,
si las almas se diseñan adecuadamente le proporcionan a los elementos comprimidos
una rigidez adecuada impidiendo que sus bordes longitudinales se desplacen fuera del
plano. Por otra parte, en muchos casos sólo una de las alas está rigidizada por el alma,
mientras que la otra ala es soportada por un rigidizador de borde. En la mayoría de los
casos el rigidizador de borde es un labio rigidizador, como en las secciones tipo canal y
doble T ilustradas en la Figura C-A1.2-2 (1) y (2).
La eficiencia estructural de un elemento rigidizado siempre supera la de un
elemento no rigidizado con la misma relación w/t por un margen considerable, excepto
en el caso de bajas relaciones w/t para las cuales el elemento comprimido es totalmente
efectivo. Cuando se utilizan elementos rigidizados con elevadas relaciones w/t el
material no se utiliza de manera económica porque una proporción cada vez mayor del
ancho del elemento comprimido se vuelve inefectivo. Por otra parte, en muchas
aplicaciones de las construcciones con acero conformado en frío, tales como paneles y
tableros, se busca la máxima cobertura y, por lo tanto, es necesario utilizar elevadas
relaciones w/t. En estos casos es posible mejorar la economía de la estructura
colocando rigidizadores intermedios entre las almas. Estos rigidizadores intermedios
proporcionan una rigidización óptima si no participan en la distorsión en forma de
ondas del elemento comprimido. En este caso interrumpen el patrón de ondas y las dos
fajas a cada lado del rigidizador intermedio se distorsionan independientemente la una
de la otra, cada una de ellas con un patrón similar al ilustrado en la Figura C-B2-1 para
un elemento simple rigidizado. Los elementos comprimidos provistos de estos
rigidizadores intermedios se denominan "elementos con rigidización múltiple." En la
Parte I del Manual de Diseño (AISI, 1996) se presentan ejemplos ilustrativos.
47
48
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
En lo que respecta a los requisitos de diseño, las ediciones de 1980 y anteriores de
la Especificación AISI incluían los requisitos para que el momento de inercia mínimo
de los rigidizadores proporcionara suficiente rigidez. Si el tamaño del rigidizador real
no satisface el momento de inercia requerido, la capacidad portante de la viga se debe
determinar ya sea considerando un elemento plano y despreciando el rigidizador o por
medio de ensayos.
En 1986 la Especificación AISI incluyó los requisitos revisados de la Sección B4
para determinar los anchos efectivos de los elementos con un rigidizador de borde o un
rigidizador intermedio en base a los hallazgos de las investigaciones de Pekoz sobre
rigidizadores (Pekoz, 1986b). Estos requisitos se basan tanto en los criterios de pandeo
localizado como de resistencia posterior al pandeo, reconociendo de este modo la
interacción de los elementos de las placas. Además, por primera vez los requisitos de
diseño se podían utilizar para analizar elementos comprimidos parcialmente
rigidizados y adecuadamente rigidizados utilizando rigidizadores de diferentes
tamaños.
B4.1 Elementos uniformemente comprimidos con un rigidizador
intermedio
El comportamiento de pandeo de las placas rectangulares con rigidizadores
centrales fue tratado por Bulson (1969). Para el diseño de vigas de acero
conformado en frío con rigidizadores intermedios la Especificación AISI de 1980
contenía requisitos para el mínimo momento de inercia requerido, el cual se basaba
en la hipótesis de que la rigidez de un rigidizador intermedio debía ser el doble que
la rigidez de un rigidizador de borde. Investigaciones posteriores efectuadas por
Desmond, Pekoz y Winter (1981b) desarrollaron expresiones para evaluar la rigidez
requerida del rigidizador en base a la geometría de los elementos planos contiguos.
Considerando que en algunos casos los requisitos de diseño para rigidizadores
intermedios incluidos en la Especificación de 1980 podían resultar excesivamente
conservadores, en 1986 los requisitos de diseño fueron revisados en base a los
hallazgos de las investigaciones de Pekoz (Pekoz, 1986b y 1986c). En este método
el coeficiente de pandeo para determinar el ancho efectivo de los subelementos y el
área reducida del rigidizador se debe calcular utilizando la relación Is/Ia. En esta
expresión Is es el momento de inercia real del rigidizador e Ia es el momento de
inercia adecuado del rigidizador determinado a partir de las ecuaciones AISI
aplicables.
B4.2 Elementos uniformemente comprimidos con un rigidizador de
borde
Los rigidizadores de borde se utilizan para proporcionar un apoyo continuo a lo
largo de un borde longitudinal del ala comprimida con el objeto de mejorar la
tensión de pandeo. Aunque en la mayoría de los casos el rigidizador de borde es
simplemente un labio rigidizador, también es posible utilizar otros tipos de
rigidizadores de borde para los miembros de acero conformado en frío.
Para proporcionarle al elemento comprimido el apoyo necesario, el rigidizador
de borde debe ser lo suficientemente rígido. Si no lo es existe la posibilidad que
pandee de forma perpendicular al plano del elemento a rigidizar.
En el pasado se han realizado tanto estudios teóricos como experimentales sobre
la estabilidad de alas comprimidas rigidizadas por medio de rigidizadores de borde.
Los requisitos de diseño incluidos en la Sección B4.2 de la Especificación AISI de
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
1986 se basaban en las investigaciones sobre elementos adecuadamente rigidizados
y parcialmente rigidizados efectuadas por Desmond, Pekoz y Winter (1981a), con
estudios adicionales de Pekoz y Cohen (Pekoz, 1986b). Estos requisitos de diseño
fueron desarrollados en base al criterio de pandeo crítico y al criterio de resistencia
posterior al pandeo.
La Sección B4.2 de la Especificación reconoce que la rigidez necesaria del
rigidizador depende de la esbeltez (w/t) del elemento rigidizado. Por lo tanto, los
Casos I, II y III contienen definiciones diferentes para el momento de inercia
adecuado del rigidizador.
La interacción de los elementos de una placa, así como el grado de apoyo de los
bordes, total o parcial, ha sido considerada en las expresiones para k, ds y As
(Pekoz, 1986b).
En la Edición 1996 de la Especificación AISI (AISI, 1996) las ecuaciones de
diseño para el coeficiente de pandeo fueron modificadas por motivos de claridad.
En el caso II la ecuación para ka = 5,25 - 5 (D/w) ≤ 4,0 sólo es aplicable para labios
rigidizadores simples porque el término D/w carece de significado para otros tipos
de rigidizadores de borde. Se debe observar que los requisitos de esta sección se
basan en estudios que sólo consideraban labios rigidizadores simples y su extensión
a otros tipos de rigidizadores es puramente intuitiva. El requisito que establece 140°
≥ θ ≥ 40° para que estos requisitos sean aplicables también se estableció de manera
intuitiva. En el la Parte I del Manual (AISI, 1996) se incluyen ejemplos de cálculo.
Los datos de ensayo utilizados para verificar la precisión del diseño de los labios
rigidizadores simples se recogieron de diferentes fuentes, tanto universitarias como
de la industria. Estos ensayos demostraron una buena correlación con las
Ecuaciones de la Sección B4.2. Sin embargo, ensayos patentados efectuados en
1989 revelaron que para labios con una relación d/t mayor que 14 se obtenían
resultados no conservadores.
Una revisión de los datos de las investigaciones iniciales evidenció una falta de
datos correspondientes a labios rigidizadores simples con relaciones d/t mayores
que 14. Por lo tanto, hasta que este tema se investigue con mayor profundidad, se
recomienda un límite superior de 14.
B5
Anchos efectivos de elementos rigidizados en sus bordes con
rigidizadores intermedios o elementos rigidizados con más de un
rigidizador intermedio
Como se discutió en la Sección B4 de este Comentario, los requisitos de diseño
actuales de AISI para los anchos efectivos de elementos con un rigidizador de borde o
un rigidizador intermedio se basan en los resultados de investigaciones anteriores
realizadas en Cornell. Debido a que no se han realizado investigaciones suficientes
para ahondar nuestra comprensión del comportamiento de los elementos con
rigidización múltiple, la edición 1996 de la Especificación AISI ha mantenido la
Ecuación B5-1 de las ediciones anteriores de la Especificación (AISI, 1986; 1991) para
evaluar la rigidez mínima requerida, Imin, de un rigidizador intermedio para elementos
con rigidización múltiple. Si el momento de inercia real de todo el rigidizador
intermedio, Is, no satisface el requisito mínimo de la Ecuación B5-1, el rigidizador
intermedio se desprecia a los efectos de la determinación del ancho efectivo de los
elementos rigidizados. El problema que se plantea en la determinación de las
capacidades portantes de los miembros que poseen estos elementos comprimidos
inadecuadamente rigidizados es complejo, ya que la onda de pandeo tiende a
propagarse por el rigidizador intermedio y no a limitarse a ondas individuales a ambos
49
50
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
lados del rigidizador. Una vez que ocurre una de estas ondas expansivas, el elemento
comprimido rigidizado no es mejor que un elemento sin rigidizadores intermedios. Por
este motivo las propiedades seccionales de los miembros con alas comprimidas con
rigidización inadecuada se determinan en base a los elementos planos, despreciando
los rigidizadores intermedios. Lo mismo es válido para los elementos rigidizados en
sus bordes con rigidizadores intermedios.
Además, la Sección B5(a) de la Especificación estipula que si la separación de los
rigidizadores intermedios entres dos almas es tal que para el subelemento entre
rigidizadores b < w, sólo dos rigidizadores intermedios adyacentes a las alma se deben
considerar efectivos. Los rigidizadores adicionales tendrían dos o más subelementos
entre los mismos y el elemento transmisor de corte más cercano (es decir, el alma) y
por lo tanto podrían no resultar efectivos. La Sección B5(b) aplica el mismo
razonamiento para los rigidizadores intermedios ubicados entre un alma y un
rigidizador de borde.
Si los rigidizadores intermedios están tan poco espaciados entre sí que los
subelementos son totalmente efectivos, es decir b = w, no se producirá el pandeo de los
subelementos. Por lo tanto, la totalidad del conjunto de subelementos y rigidizadores
intermedios entre las almas se comporta como un único elemento comprimido cuya
rigidez está dada por el momento de inercia, Isf, de la totalidad de la sección del
elemento con rigidización múltiple, incluyendo los rigidizadores. Aunque los cálculos
del ancho efectivo se basan en un elemento equivalente que posee un ancho bo y un
espesor ts, para calcular el módulo resistente de la sección se debe utilizar el espesor
real.
Con respecto al ancho efectivo de cálculo, los resultados de ensayos realizados
sobre secciones de acero conformado en frío con rigidizadores intermedios mostraron
que el ancho efectivo de cálculo de un subelemento de los elementos comprimidos con
rigidización múltiple es menor que el de un elemento simplemente rigidizado con la
misma relación w/t. Esto es particularmente cierto si la relación w/t del subelemento es
mayor que aproximadamente 60.
Este fenómeno se debe a que en las secciones de vigas las tensiones normales en las
alas son el resultado de tensiones de corte entre el alma y el ala. El alma genera las
tensiones normales por medio de la tensión de corte que transfiere al ala. Las porciones
más alejadas del ala obtienen su tensión normal a través del corte de aquellas próximas
al alma. Por este motivo existe una diferencia entre las almas y los rigidizadores
intermedios. Estos últimos no son elementos que resisten corte y no generan tensiones
normales por medio del corte. Cualquier tensión normal en el rigidizador intermedio
debe ser transferida al mismo desde el alma o almas a través de las porciones de ala.
Mientras el subelemento comprendido entre el alma y el rigidizador permanezca plano
o pandee muy ligeramente esta transferencia de tensiones no se ve afectada. En este
caso la tensión en el rigidizador es igual a la tensión en el alma, y el subelemento es
tan efectivo como un elemento regular simplemente rigidizado con la misma relación
w/t. Sin embargo, para los subelementos con relaciones w/t mayores, las ligeras ondas
de pandeo del subelemento interfieren con la transferencia total del corte y generan un
problema de "retraso del corte" que provoca una distribución de tensiones como la que
se ilustra en la Figura C-B5-1.
51
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Para elementos comprimidos con rigidización múltiple o elementos anchos
rigidizados con rigidizadores de borde, los anchos efectivos de los subelementos y las
superficies efectivas de los rigidizadores se determinan utilizando las Ecuaciones B5-3
a B5-6 de la Especificación.
Máxima
tensión
w
+
w
+
+
w
+
+
+
t
+
Figura C-B5-1
B6
+
Distribución de tensiones en un ala comprimida con rigidizadores
intermedios
Rigidizadores
B6.1 Rigidizadores transversales
Los requisitos de diseño para rigidizadores transversales adosados y para
rigidizadores de corte fueron agregados en la Especificación AISI de 1980 y no se
modificaron en la Especificación de 1986. En la Especificación AISI de 1996 se
mantienen las mismas ecuaciones de diseño. La ecuación para la resistencia
nominal dada en el Ítem (a) de la Sección B6.1 sirve para impedir el aplastamiento
de los extremos de los rigidizadores transversales, mientras que la ecuación para la
resistencia nominal dada en el Ítem (b) es para impedir el pandeo tipo columna de
los rigidizadores del alma. Las ecuaciones para calcular las superficies efectivas (Ab
y Ac) y los anchos efectivos (b1 y b2) fueron adoptadas de Nguyen y Yu (1978a) con
ligeras modificaciones.
Los datos experimentales disponibles sobre rigidizadores transversales de acero
conformado en frío fueron evaluados por Hsiao, Yu y Galambos (1988a).
Examinaron un total de 61 ensayos. El factor de resistencia igual a 0,85 utilizado
para el método LRFD se seleccionó en base a los datos estadísticos. El índice de
seguridad correspondiente varía entre 3,32 y 3,41.
B6.2 Rigidizadores de corte
Los requisitos para los rigidizadores de corte incluidos en la Sección B6.2 de la
Especificación fueron adoptados fundamentalmente de la Especificación AISC
(1978). Las ecuaciones para determinar el mínimo momento de inercia requerido
(Ecuación B6.2-1) y la mínima superficie bruta requerida (Ecuación B6.2-2) para
los rigidizadores intermedios adosados se basan en los estudios resumidos por
Nguyen y Yu (1978a). En la Ecuación B6.2-1 el valor mínimo de (h/50)4 fue
seleccionado de la Especificación AISC (AISC, 1978).
Para el método LRFD los datos experimentales disponibles sobre la resistencia
al corte de las almas de vigas con rigidizadores de corte fueron calibrados por
52
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Hsiao, Yu y Galambos (1988a). Los datos estadísticos utilizados para determinar el
factor de resistencia se resumen en el Manual de Diseño AISI (AISI, 1991). En base
a estos datos, se halló que el índice de seguridad era de 4,10 para φ = 0,90.
B6.3 Rigidizadores que no satisfacen los requisitos
En el programa experimental informado por Nguyen y Yu (1978) no se
realizaron ensayos sobre rigidizadores transversales estampados. En caso de falta de
información confiable, la resistencia de cálculo de los miembros y las cargas
admisibles se deben determinar mediante ensayos especiales.
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
C.
MIEMBROS
Este Capítulo contiene los requisitos de diseño para (a) miembros traccionados, (b)
miembros flexionados, (c) miembros comprimidos con carga concéntrica, (d)
combinación de carga axial y flexión y (e) miembros tubulares cilíndricos. Para
simplificar el uso de la Especificación, todos los requisitos de diseño para un tipo
específico de miembro se han ordenado en una sección determinada. En general, en la
Especificación se proporciona una ecuación común para la resistencia nominal
correspondiente a un estado límite dado con un factor de seguridad (Ω) para el diseño
por tensiones admisibles (ASD) y un factor de resistencia (φ) para el diseño por
factores de carga y resistencia (LRFD).
C1.
Propiedades de las secciones
Las propiedades geométricas de un miembro (es decir, superficie, momento de
inercia, módulo resistente, radio de giro, etc.) se evalúan utilizando los métodos
convencionales del cálculo estructural. Estas propiedades se basan ya sean en las
dimensiones de la totalidad de la sección transversal, los anchos efectivos o la sección
neta, según corresponda.
Cuando se diseñan miembros traccionados se utiliza la sección neta para calcular la
resistencia nominal a la tracción de los miembros traccionados con carga axial.
En el caso de los miembros flexionados y miembros comprimidos con carga axial,
para calcular las propiedades de las secciones se utilizan tanto las dimensiones totales
como las dimensiones efectivas. Las dimensiones totales se utilizan para calcular la
carga o momento crítico, mientras que las dimensiones efectivas, evaluadas a la
tensión correspondiente a la carga o momento crítico, se utilizan para calcular la
resistencia nominal. Para el cálculo de las deflexiones se debe determinar la dimensión
efectiva para la tensión de compresión en el elemento correspondiente a la carga de
servicio. Pekoz (1986a y 1986b) discutió este concepto más detalladamente.
La Sección 3, Parte I, del Manual de Diseño (AISI, 1996) trata el cálculo de las
propiedades de las secciones tipo canal, perfiles Z, ángulos, secciones tipo sombrero y
tableros.
C2
Miembros traccionados
Los datos disponibles sobre la capacidad de los miembros traccionados de acero
conformado en frío son muy limitados. Debido a que los requisitos de las ediciones
anteriores de la Especificación AISI han sido comprobados en obra sin haber
descubierto deficiencia alguna, estos se han mantenido en la Especificación de 1996.
Como se describe en la Sección C2 de la Especificación, la resistencia nominal a la
tracción de los miembros traccionados de acero conformado en frío con carga axial se
determina por medio de la superficie neta de la sección transversal y la tensión de
fluencia del acero. Cuando se utilizan uniones abulonadas la resistencia nominal a la
tracción también está limitada por la capacidad especificada en la Sección E3.2 de la
Especificación para tracción en las partes conectadas. Recientemente se llevaron a
cabo investigaciones en la Universidad de Missouri-Rolla para estudiar el
comportamiento de las perforaciones en tresbolillo y el efecto del retraso del corte
sobre la resistencia a la tracción de los miembros de acero conformado en frío (Carril,
LaBoube y Yu, 1994; Holcomb, LaBoube y Yu, 1995). Se espera que los hallazgos de
estas investigaciones se utilicen para futuras revisiones de la Especificación AISI.
53
54
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Para el método LRFD el factor de resistencia φt = 0,95 utilizado para el cálculo de
miembros traccionados se derivó a partir del procedimiento descrito en la Sección
A6.1 de este Comentario y un valor de β o seleccionado igual a 2,5. Para determinar el
factor de resistencia se utilizaron las siguientes ecuaciones para Rm y Rn:
R m = A n ( Fy )
m
R n = A n Fy
es decir R m / R n = (Fy )m / Fy
donde An es la superficie neta de la sección transversal; (Fy)m es igual a 1,10Fy como se
discutió en la Sección A7 del Comentario. Utilizando VM = 0,10; VF = 0,05 y VP = 0 el
coeficiente de variación VR es igual a:
VR = VM2 + VF2 + VP2 = 0,11
En base a VQ = 0,21 y un factor de resistencia de 0,95 el valor de β es igual a 2,4.
Este valor es próximo al valor meta fijado β 0 = 2,5.
C3
Miembros flexionados
Para calcular miembros flexionados de acero conformado en frío es necesario
considerar diversas características del diseño: (a) resistencia a la flexión y deflexión,
(b) resistencia al corte de las almas y combinación de flexión y corte, (c) resistencia a
la abolladura del alma y combinación de flexión y abolladura del alma y (d) requisitos
de arriostramiento. En algunos casos también es necesario considerar especialmente el
retraso del corte y el desplazamiento vertical de las alas provocado por el uso de
material de poco espesor. Los requisitos de diseño para los puntos (a), (b) y (c) se
presentan en la Sección C3 de la Especificación, mientras que los requisitos para el
arriostramiento lateral se incluyen en la Sección D3 de la Especificación. El retraso del
corte y el desplazamiento vertical de las alas fueron discutidos en las Secciones
B1.1(b) y (c) del Comentario, respectivamente.
En la Parte II del Manual (AISI, 1996) se presentan ejemplos del diseño de
miembros flexionados.
C3.1 Resistencia para flexión exclusivamente
Las resistencias a la flexión de los miembros flexionados se diferencian según el
miembro esté arriostrado lateralmente o no. Si estos miembros están arriostrados
lateralmente se los dimensiona de acuerdo con la resistencia nominal de la sección
(Sección C3.1.1 de la Especificación). Si no están arriostrados lateralmente el
estado límite es el pandeo lateral torsional (Sección C3.1.2 de la Especificación).
Para perfiles C o Z con el ala traccionada unida al tablero o revestimiento y con el
ala comprimida sin arriostramiento lateral, la capacidad flexional es menor que la
de un miembro totalmente arriostrado pero mayor que la de un miembro no
arriostrado (Sección C3.1.3 de la Especificación). De manera similar, para los
perfiles C o Z que soportan un sistema de cubierta con juntas de plegado saliente
bajo cargas gravitatorias, la capacidad flexional es mayor que la de un miembro no
(C-C2-1)
(C-C2-2)
(C-C2-3)
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
55
arriostrado y puede ser igual a la de un miembro totalmente arriostrado (Sección
C3.1.4 de la Especificación). La resistencia a la flexión determinante es el menor de
los valores determinado de acuerdo con las condiciones aplicables.
C3.1.1 Resistencia nominal de la sección
La Sección C3.1.1 de la Especificación incluye dos procedimientos de diseño
para calcular la resistencia nominal de la sección de los miembros flexionados.
El Procedimiento I se basa en la iniciación de la fluencia y el Procedimiento II
en la capacidad de reserva inelástica.
(a) Procedimiento I - En base a la iniciación de la fluencia
En el Procedimiento I el momento nominal, Mn, de la sección transversal
es el momento efectivo de fluencia, My, determinado en base a las
superficies efectivas de las alas y el alma de la viga. El ancho efectivo del
ala comprimida y la profundidad efectiva del alma se pueden calcular
utilizando las ecuaciones dadas en el Capítulo B de la Especificación.
De manera similar al diseño de perfiles de acero laminado en caliente, el
momento de fluencia My de una viga de acero conformado en frío es el
momento en el cual la fibra extrema (traccionada, comprimida o ambas)
llega al límite de fluencia del acero. Esta es la máxima capacidad de flexión
a utilizar en el diseño elástico. La Figura C-C3.1.1-1 muestra diferentes
tipos de distribuciones de esfuerzos para momento de fluencia en base a
diferentes ubicaciones del eje neutro. Para secciones equilibradas (Figura CC3.1.1-1(a)) las fibras extremas de las alas comprimida y traccionada llegan
al límite de fluencia simultáneamente. Sin embargo, si el eje neutro está
ubicado de manera excéntrica como se ilustra en las Figuras C-C3.1.1-1(b)
y (c), la fluencia inicial ocurre en el ala traccionada en el caso (b) y en el ala
comprimida en el caso (c).
En consecuencia, la resistencia nominal de la sección para la iniciación
de la fluencia se calcula utilizando la Ecuación C-C3.1.1-1:
M n = Se Fy
donde
Fy = tensión de fluencia de cálculo
Se = módulo elástico de la sección efectiva calculado con la fibra
extrema comprimida o traccionada a Fy
Para el cálculo del acero conformado en frío Se generalmente se calcula
utilizando uno de los dos casos siguientes:
1.
Si el eje neutro está más cerca del ala traccionada que del ala comprimida,
la tensión máxima ocurre en el ala comprimida y, por lo tanto, la relación de
esbeltez λ de la placa y el ancho efectivo del ala comprimida se determinan
utilizando la relación w/t y f = Fy. Obviamente este procedimiento también
es aplicable para aquellas vigas en las cuales el eje neutro está ubicado a la
mitad de la profundidad de la sección.
(C-C3.1.1-1)
56
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Fy
Fy
Eje
Neutro
Fy
Eje
Neutro
Fy
Eje
Neutro
Fy
Fy
(a)
< Fy
Eje
Neutro
Eje
Neutro
< Fy
< Fy
Eje
Neutro
Fy
Fy
Fy
(b)
Fy
Fy
Fy
Eje
Neutro
Eje
Neutro
< Fy
(c)
Eje
Neutro
< Fy
< Fy
Figura C-C3.1.1-1 Distribución de tensiones para el momento de fluencia
(a) Secciones equilibradas, (b) Eje neutro próximo al ala comprimida,
(c) Eje neutro próximo al ala traccionada
2.
Si el eje neutro está más cerca del ala comprimida que del ala traccionada,
la tensión máxima Fy ocurre en el ala traccionada. La tensión en el ala
comprimida depende de la ubicación del eje neutro, que se determina por la
superficie efectiva de la sección. Esta última no se puede determinar a
menos que se conozca la tensión de compresión. La solución de forma
cerrada de este tipo de diseño es posible, pero sería un procedimiento
tedioso y complejo. Por lo tanto la práctica habitual consiste en determinar
las propiedades de la sección por aproximaciones sucesivas.
Para determinar la resistencia flexional de cálculo, φbMn, utilizando el
enfoque del LRFD, se usan factores de resistencia ligeramente diferentes para
las secciones con alas comprimidas rigidizadas o parcialmente rigidizadas y
las secciones con alas comprimidas no rigidizadas. Estos valores de φb fueron
derivados a partir de los resultados de ensayos y una relación carga
permanente / sobrecarga de 1/5. Proporcionan valores de β entre 2,53 y 4,05
(AISI, 1991; Hsiao, Yu y Galambos, 1988a).
(b) Procedimiento II - En base a la capacidad de reserva inelástica
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
57
Antes de 1989 la capacidad de reserva inelástica de las vigas no se incluía
en la Especificación AISI porque la mayoría de los perfiles de acero
conformado en frío tienen relaciones ancho-espesor elevadas,
considerablemente superiores a los límites requeridos por el diseño plástico.
En la década del 70 y principios de la década del 80 Reck, Pekoz, Winter y
Yener efectuaron en la Universidad de Cornell trabajos de investigación
relacionados con el diseño inelástico de vigas de acero conformado en frío
(Reck, Pekoz y Winter, 1975; Yener y Pekoz, 1985a, 1985b). Estos estudios
demostraron que la capacidad de reserva inelástica de las vigas de acero
conformado en frío debida a la plastificación parcial de la sección
transversal y a la redistribución de momentos en las vigas estáticamente
indeterminadas puede ser significativa para ciertos perfiles utilizados
habitualmente. Con las consideraciones del caso, esta resistencia de reserva
se puede utilizar para lograr un diseño más económico de estos miembros.
Para poder utilizar la resistencia de reserva inelástica disponible de ciertas
vigas de acero conformado en frío, en la edición 1980 de la Especificación
AISI se incluyeron requisitos de diseño basados en la plastificación parcial
de la sección transversal. Los mismos requisitos se mantienen en la edición
1996 de la Especificación. De acuerdo con el Procedimiento II de la Sección
C3.1.1(b) de la Especificación, la resistencia nominal de la sección, Mn, de
aquellas vigas que satisfacen ciertas limitaciones específicas se puede
determinar en base a la capacidad de reserva inelástica con un límite de
1,25My, siendo My el momento efectivo de fluencia. La relación Mn/My
representa la resistencia de reserva inelástica de la sección transversal de
una viga.
El momento nominal Mn es la máxima capacidad de flexión de la viga
considerando la resistencia de reserva inelástica debida a la plastificación
parcial de la sección transversal. La distribución de tensiones inelásticas en
la sección transversal depende de la máxima deformación en el ala
comprimida, εcu. En base a las investigaciones realizadas en Cornell sobre
secciones tipo sombrero con alas comprimidas rigidizadas (Reck, Pekoz y
Winter, 1975), el requisito de la AISI limita la máxima deformación por
compresión a Cyεy, donde Cy es un factor de deformación por compresión
determinado utilizando las ecuaciones dadas en la Sección C3.1.1(b) de la
Especificación como se ilustra en la Figura C-C3.1.1-2.
En base a la máxima deformación por compresión εcu permitida por la
Especificación, el eje neutro se puede localizar utilizando la Ecuación CC3.1.1-2 y el momento nominal Mn se puede determinar utilizando la
Ecuación C-C3.1.1-3:
∫ σdA = 0
∫ σydA = M n
donde σ es la tensión en la sección transversal.
(C-C3.1.1-2)
(C-C3.1.1-3)
58
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
En la Parte I del Manual de Diseño (AISI, 1996) y en el libro de texto de Yu
(1991) se ilustra el cálculo de Mn en base a la capacidad de reserva inelástica.
 w / t − λ1 
Cy = 3 − 2 

 λ 2 − λ1 
3
ε
C y = cu
εy
2
1
0
0
λ1
1,11 / Fy / E
Figura C-C3.1.1-2
w
t
λ2
1, 28 / Fy / E
Factor Cy para elementos comprimidos rigidizados sin
rigidizadores intermedios
C3.1.2 Resistencia al pandeo lateral
La capacidad flexional de los miembros flexados no sólo está determinada por la
resistencia de la sección transversal, sino que también está limitada por la
resistencia al pandeo lateral del miembro si éste no está arriostrado adecuadamente.
En la Sección C3.1.2 de la Especificación se dan los requisitos de diseño para
determinar la resistencia nominal al pando lateral.
Una viga doble T de alas iguales que no está arriostrada lateralmente puede
fallar por pandeo lateral torsional. En el rango elástico el momento crítico de
pandeo lateral se puede determinar mediante la Ecuación C-C3.1.2-1:
M cr =
 π2 EC w 
π
EI y GJ  1 +

L
GJL2 

(C-C3.1.2-1)
En la ecuación anterior E es el módulo de elasticidad longitudinal, G es el
módulo de elasticidad transversal, Iy es el momento de inercia respecto al eje y, Cw
es la constante de alabeo torsional, J es la constante de torsión de St. Venant y L es
la longitud no arriostrada.
En consecuencia, se puede utilizar la siguiente ecuación para calcular la tensión
crítica de pandeo elástico (Winter, 1947a; Yu, 1991):
σcr =
2
π2 E
2(L / d)
2
JI y
 Iy  

 + 
2
 2I x   2 (1 + µ ) I x
  L 2
  
  πd 
(C-C3.1.2-2)
59
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
En la Ecuación C-C3.1.2-2 el primer término bajo la raíz cuadrada representa la
resistencia debida a la rigidez a la flexión lateral de la viga, mientras que el segundo
término representa la rigidez a la torsión de St. Venant. Para secciones de acero
conformado en frío de paredes delgadas en general el primer término es mucho
mayor que el segundo.
Para vigas doble T con alas desiguales, Winter derivó la siguiente ecuación para
la tensión de pandeo lateral (Winter, 1943):
σcr =
π2 Ed 
4GJL2

I
−
I
+
I
1
+
yc
yt
y
2L2Sxc 
π2 I y Ed 2




(C-C3.1.2-3)
donde Sxc es el módulo resistente de la sección relativo a la fibra comprimida, e Iyc e
Iyt son los momentos de inercia de las porciones comprimida y traccionada de la
sección completa, respectivamente, respecto al eje baricéntrico paralelo al alma.
Los demás símbolos ya fueron definidos anteriormente. Para las secciones con alas
iguales Iyc = Iyt = Iy/2, las Ecuaciones C-C3.1.2-2 y C-C3.1.2-3 son idénticas.
Como se discutió anteriormente, en la Ecuación C-C3.1.2-3 el segundo término
bajo la raíz cuadrada representa la rigidez a la torsión de St. Venant, la cual se
puede despreciar sin sacrificar demasiado la economía. Por lo tanto las Ecuaciones
C-C3.1.2-3 se pueden simplificar como se muestra en la Ecuación C-C3.1.2-4,
considerando Iy = Iyc + Iyt y despreciando el término 4GJL2/π2IyEd2:
σcr =
π2 EdI yc
(C-C3.1.2-4)
L2Sxc
La Ecuación C-C3.1.2-4 se derivó en base a un momento flector uniforme y para
los demás casos es conservadora. Por este motivo σcr se puede modificar
multiplicando el lado derecho por un coeficiente de flexión, Cb, es decir,
σcr =
Cb π2 E
L Sxc / dI yc
(C-C3.1.2-5)
2
donde Cb es el coeficiente de flexión, que de forma conservadora se puede tomar
igual a la unidad, o bien se lo puede calcular a partir de la siguiente expresión:
C b = 1,75 + 1,05 ( M1 / M 2 ) + 0,3 ( M1 / M 2 ) ≤ 2,3
2
(C-C3.1.2-6)
donde M1 y M2 son el menor momento flector y el mayor momento flector,
respectivamente, en los extremos de la longitud no arriostrada.
La ecuación anterior fue utilizada en las ediciones de 1968, 1980, 1986 y 1991
de la Especificación AISI. Como sólo es válida para diagramas de momento rectos,
en la edición 1996 de la Especificación se la reemplaza por la siguiente ecuación
para Cb:
60
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Cb =
2,5M max
12,5M max
+ 3M A + 4M B + 3M C
(C-C3.1.2-7)
donde
Mmax = valor absoluto del máximo momento en el segmento no arriostrado
MA = valor absoluto del momento en un punto ubicado a un cuarto del
segmento no arriostrado
MB = valor absoluto del momento en el centro del segmento no arriostrado
MC = valor absoluto del momento en un punto ubicado a tres cuartos del
segmento no arriostrado
La Ecuación C-C3.1.2-7, derivada de Kirby y Nethercot (1979), se puede utilizar
para diagramas de momento de diferentes formas en el segmento no arriostrado.
Con ella se obtienen soluciones más precisas para vigas empotradas en sus
extremos y diagramas de momentos que no son líneas rectas. Esta ecuación es igual
a la utilizada en la Especificación AISC para LRFD (AISC, 1993).
La Figura C-C3.1.2-1 muestra las diferencias entre las ecuaciones C-C3.1.2-6 y
C-C3.1.2-7 para un diagrama de momentos en forma de recta.
2
Cb = 1, 75 + 1, 05
2,5
M 
M1
+ 0, 3  1  ≤ 2, 3
M2
 M2 
2,0
1,5
Cb
1,0
Cb =
0,5
M2
12, 5Mmax
2, 5Mmax + 3MA + 4MB + 3MC
MA MB MC
M1
+, relación ilustrada
+1,0
+0,5
0
-0,5
-1,0
M1
M2
Figura C-C3.1.2-1
Cb para un diagrama de momentos en forma de recta
En base a la tensión crítica de pandeo elástico dada por la Ecuación C-C3.1.2-5,
el momento elástico crítico simplificado para el pandeo lateral de las vigas de
sección doble T se puede determinar utilizando la Ecuación C-C3.1.2-8 (es decir,
Ecuación C3.1.2-15 de la Especificación):
(M cr )e =
C b π2 EdI yc
L2
Se debe observar que la Ecuación C-C3.1.2-5 se aplica exclusivamente al
pandeo elástico de las vigas de acero conformado en frío cuando la tensión teórica
(C-C3.1.2-8)
61
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
de pandeo calculada es menor o igual que el límite de proporcionalidad σpr. Cuando
la tensión calculada es mayor que el límite de proporcionalidad el comportamiento
de la viga estará determinado por el pandeo inelástico. La tensión de pandeo
inelástico se puede calcular utilizando la Ecuación C-C3.1.2-9 (Yu, 1991):
2
10  10  Fy ( L Sxc / dI yc )  


(σ cr )I = Fy 1 −
9  36 
Cb π2 E
 

(C-C3.1.2-9)
En consecuencia, la Ecuación C-C3.1.2-10 (Ecuación C3.1.2-3 de la
Especificación) se puede utilizar para determinar el momento crítico inelástico para
el pandeo lateral de las vigas de sección doble T:
(M cr ) I =
 10 M y 
10
M y 1 −
 ≤ My
9
 36 (M cr )e 
(C-C3.1.2-10)
En la Figura C-C3.1.2-2 (Yu, 1991) se muestran los momentos críticos elástico e
inelástico para la resistencia al pandeo lateral.
1,0
Mcr
My
(Mcr)
I
0,56
0,5
(Mcr)e
1,79
0,36
0
Figura C-C3.1.2-2
0
1
2
3
My /(M cr)e
Momentos críticos elástico e inelástico para la resistencia al
pandeo lateral
Las Ecuaciones C-C3.1.2-5 y C-C3.1.2-9 se utilizaron para el diseño del acero
conformado en frío en las ediciones de 1968, 1989 y 1986 de la Especificación
AISI a fin de desarrollar las ecuaciones para el diseño por tensiones admisibles para
el pandeo lateral de las vigas doble T. En la edición 1986 de la Especificación AISI,
además de utilizar las Ecuaciones C-C3.1.2-8 y C-C3.1.2-10 para determinar los
momentos críticos, a modo de métodos alternativos se agregaron más ecuaciones de
diseño (Ecuaciones C3.1.2-6 y C3.1.2-7 de la Especificación) para el momento
crítico elástico. Estas ecuaciones adicionales fueron desarrolladas a partir de
estudios previos realizados por Pekoz, Winter y Celebi sobre el pandeo torsional
flexional de secciones de pared delgada bajo carga excéntrica (Pekoz y Winter,
1969a; Pekoz y Celebi, 1969b) y se mantienen en la edición 1996 de la
Especificación. Estas ecuaciones de diseño general se pueden utilizar para
secciones con simetría simple, simetría doble y simetría puntual. Se debe observar
que las secciones con simetría puntual tales como los perfiles Z de alas iguales
62
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
pandearán lateralmente a una resistencia menor que las secciones con simetría
doble y simple. En la Especificación se ha utilizado y se continúa utilizando un
enfoque de diseño conservador, en el cual el momento crítico elástico se toma igual
a la mitad del correspondiente a las vigas doble T.
En lo que se refiere al momento crítico inelástico, la siguiente ecuación se
utilizaba en la Sección C3.1.2(a) de la edición 1986 de la Especificación en lugar de
la Ecuación C-C3.1.2-10 para secciones con simetría simple, simetría doble y
simetría puntual:
My 

(M cr )I = M y 1 −

 4(M cr )e 
(C-C3.1.2-11)
donde (Mcr)e es el momento crítico elástico. En 1996 la curva básica de pandeo
lateral inelástico para secciones con simetría simple, simetría doble y simetría
puntual de la Sección C3.1.2(a) de la Especificación fue redefinida para que fuera
consistente con la curva de pandeo lateral inelástico de secciones doble T o Z dada
en la Sección C3.1.2(b) de la Especificación. La forma general de la curva tal como
la representa la Ecuación C-C3.1.2-10 también es consistente con la edición
anterior de la Especificación (AISI, 1980).
Como se especificó en la Sección C3.1.2 de la Especificación, el pandeo se
considera elástico hasta un momento igual a 0,56My. La región inelástica está
definida por una parábola de Johnson entre 0,56My y (10/9)My en una longitud no
arriostrada igual a cero. El factor (10/9) se basa en la plastificación parcial de la
sección en flexión (Galambos, 1963). Se crea una meseta plana limitando el
momento máximo a My que permite calcular la máxima longitud no arriostrada para
la cual no hay reducción de momento debido a la inestabilidad lateral. Esta máxima
longitud no arriostrada se puede calcular fijando My igual a la parábola de Johnson.
Esta liberalización de la curva de pandeo lateral inelástico para secciones con
simetría simple, doble y puntual ha sido confirmada por investigaciones realizadas
sobre vigas-columnas (Pekoz y Sumer, 1992) y montantes que forman parte de un
tabique (Kian y Pekoz, 1994).
La discusión precedente se refiere exclusivamente a la resistencia al pandeo
lateral de vigas localmente estables. En el caso de vigas con inestabilidad
localizada, la interacción del pandeo localizado de los elementos comprimidos y el
pandeo lateral global de las vigas puede provocar una reducción de la resistencia al
pandeo lateral del miembro. El efecto del pando localizado sobre el momento
crítico se trata en la Sección C3.1.2 de la Especificación AISI, donde la resistencia
nominal al pandeo lateral se determina de la siguiente manera:
S 
Mn = Mc  c 
 Sf 
donde
Mc = momento crítico elástico o inelástico, según corresponda
(C-C3.1.2-12)
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Sc = módulo elástico de la sección efectiva calculado para una tensión Mc/Sf en
la fibra extrema comprimida
Sf = módulo elástico de la sección total, no reducida, calculado para la fibra
extrema comprimida
En la Ecuación C-C3.1.2-12 la relación Sc/Sf representa el efecto del pandeo
localizado sobre la resistencia al pandeo lateral de las vigas.
Utilizando la anterior resistencia nominal al pandeo lateral con un factor de
resistencia φb = 0,90 los valores de β varían entre 2,4 y 3,8 para el método LRFD.
Investigaciones recientes realizadas por Ellifritt, Sputo y Haynes (1992) han
indicado que, cuando la longitud no arriostrada se define como la separación entre
riostras intermedias, las ecuaciones utilizadas en la Sección C3.1.2 de la
Especificación pueden resultar conservadoras en los casos donde se utiliza sólo una
riostra ubicada a la mitad del tramo, pero pueden resultar no conservadoras si se
utiliza más de una riostra intermedia.
Las investigaciones mencionadas en el párrafo anterior (Ellifritt, Sputo y
Haynes, 1992) y el estudio reciente de Kavanagh y Ellifritt (1993 y 1994) han
demostrado que una viga arriostrada de manera discreta que no está unida al
tablero ni al revestimiento puede fallar ya sea por pandeo lateral torsional entre las
riostras o por pandeo distorsional en el punto de arriostramiento o cerca del mismo.
Recientemente Lau y Hancock (1987); Hancock, Kwon y Bernard (1994); y
Hancock (1995) han estudiado exhaustivamente la resistencia al pandeo distorsional
de los perfiles C y Z en la Universidad de Sydney.
Los problemas discutidos en los párrafos precedentes se refieren al tipo de
pandeo lateral de vigas doble T, vigas tipo canal y perfiles Z en las cuales la
totalidad de la sección transversal gira y se deforma en la dirección lateral de
manera conjunta, como una unidad. Pero este no es el caso de las vigas en forma de
U ni de las secciones que combinan una plancha con rigidizadores como se ilustra
en la Figura C-C3.1.2-3. Para este caso, cuando la sección está cargada de manera
tal que los bordes y las alas de los rigidizadores están comprimidos, el ala
traccionada de las vigas permanece recta y no se desplaza lateralmente; sólo el ala
comprimida tiende a pandear independientemente en la dirección lateral,
acompañada por flexión del alma fuera del plano como se ilustra en la Figura CC3.1.2-4, a menos que se proporcione un arriostramiento adecuado.
El análisis preciso del pandeo lateral de las vigas en forma de U es bastante
complejo. El ala comprimida y la porción comprimida del alma no sólo actúan
como una columna sobre fundación elástica, sino que el problema se complica por
la influencia debilitante de la acción torsional del ala. Por este motivo el
procedimiento de diseño delineado en la Sección 2 de la Parte VII (Información
Complementaria) del Manual de Diseño AISI (AISI, 1996) para determinar la
resistencia de cálculo admisible para alas comprimidas sin arriostramiento lateral se
basa en la considerable simplificación de un análisis presentado por Douty (1962).
63
64
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Figura C-C3.1.2-3
Secciones que combinan una plancha con rigidizadores
Figura C-C3.1.2-4
Pandeo lateral de una viga en forma de U
En 1964 Haussler presentó métodos rigurosos para determinar la resistencia de
vigas estabilizadas elásticamente (Haussler, 1964). En sus métodos Haussler
también trataba el ala comprimida no arriostrada como una columna sobre
fundación elástica y su desarrollo era más riguroso.
Una comparación entre el método de Haussler con el método simplificado de
Douty indica que es posible que con este último se obtenga una menor tensión
crítica.
Recientemente en la Universidad de Cornell se ha realizado otro estudio de las
alas comprimidas sin arriostramiento lateral (Serrette y Pekoz, 1992, 1994 y 1995).
Se ha desarrollado un procedimiento analítico para determinar la resistencia al
pandeo distorsional de los paneles de las cubiertas con juntas de plegado saliente.
Se han comparado las capacidades máximas pronosticadas con los resultados
experimentales.
C3.1.3 Vigas con un ala unida al tablero o revestimiento mediante
sujetadores pasantes
Para las vigas que tienen el ala traccionada unida al tablero o revestimiento y el
ala comprimida no arriostrada, por ejemplo, una correa de una cubierta o una cinta
de un tabique sometidos a la succión del viento, la capacidad de flexión es menor
que la de un miembro totalmente arriostrado pero mayor que la de un miembro no
arriostrado. Esta restricción parcial es una función de la rigidez rotacional provista
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
por la unión entre el panel y la correa. La Especificación contiene factores que
representan la reducción de la capacidad con respecto a una condición de
arriostramiento total. Estos factores se basan en resultados experimentales
obtenidos tanto para correas de un solo tramo como para correas continuas (Pekoz y
Soroushian, 1981 y 1982; LaBoube, 1986; Haussler y Pahers, 1973; LaBoube et al.,
1988; Haussler, 1988).
Como lo indica LaBoube (1986), la rigidez rotacional de la conexión entre el
panel y la correa es fundamentalmente una función del espesor del miembro, el
espesor de la plancha, el tipo y la ubicación de los sujetadores. Para una aislación
compuesta por una manta de fibra de vidrio comprimida con espesores iniciales de
entre cero y seis pulgadas (152 mm) la rigidez rotacional no se veía afectada de
forma mensurable (LaBoube, 1986). Para garantizar la adecuada rigidez rotacional
de los sistemas de cubierta y tabique diseñados utilizando los requisitos de AISI, la
Sección C3.1.3 de la Especificación establece explícitamente los paneles y tipos de
sujetadores aceptables.
Se efectuaron ensayos sobre vigas continuas de tres tramos iguales y los valores
de R se calcularon a partir de las cargas de falla utilizando un momento positivo
máximo, M = 0,08 wL2.
Los requisitos de la Sección C3.1.3 de la Especificación se aplican para vigas en
las cuales el ala traccionada está unida al tablero o revestimiento y el ala
comprimida está completamente no arriostrada. Las vigas arriostradas en puntos
discretos sobre el ala comprimida pueden tener una capacidad flexional mayor que
aquellas totalmente no arriostradas. Los datos disponibles de ensayos realizados
sobre tramos simples (Pekoz y Saroushian, 1981 y 1982; LaBoube y Thompson,
1982a; LaBoube et al., 1988; Laboube y Golovin, 1990) indican que para miembros
que poseen en su borde un labio rigidizador que forma un ángulo de 75 grados o
más con el plano del ala comprimida y riostras para el ala comprimida ubicadas en
los puntos correspondientes a los tercios de la longitud o con una separación menor,
las capacidades de los miembros pueden ser mayores que las de los miembros sin
las riostras discretas.
Para el método LRFD, utilizando la resistencia nominal a la flexión reducida
(Ecuación C3.1.3-1 de la Especificación) con un factor de resistencia φb = 0,90 se
obtienen valores de β que varían entre 1,5 y 1,60 que son satisfactorios para un
valor meta de 1,5. Este análisis se basó en la combinación de cargas 1,17W - 0,9D
aplicando al factor de carga correspondiente a la carga nominal de viento un factor
de reducción de 0,9; siendo W y D la cargas nominales de viento y permanentes,
respectivamente (Hsiao, Yu y Galambos, 1988a; AISI, 1991).
C3.1.4 Vigas con un ala sujetada a un sistema de cubierta con juntas
de plegado saliente
Para las vigas que soportan un sistema de cubierta con juntas de plegado saliente
sometidas a cargas gravitatorias, por ejemplo una correa de una cubierta sometida a
carga gravitatoria permanente más sobrecarga, la capacidad flexional es mayor que
la resistencia a la flexión de un miembro no arriostrado y puede ser igual a la
resistencia a la flexión de un miembro totalmente arriostrado. La resistencia a la
flexión está determinada por la naturaleza de las cargas, gravitatorias o de
65
66
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
levantamiento, y la naturaleza del sistema de cubierta con juntas de plegado
saliente. Debido a la disponibilidad de numerosos tipos de sistemas de cubierta con
juntas de plegado saliente, a la fecha (1996) no se ha desarrollado un método
analítico para determinar las capacidades flexionales positivas y negativas. Sin
embargo, a fin de resolver este tema para el caso de cargas gravitatorias, en la
edición 1996 de la Especificación se añadió la Sección C3.1.4 para determinar la
resistencia nominal a la flexión de vigas con un ala unida a un sistema de cubierta
con juntas de plegado saliente. En la Ecuación C3.1.4-1 de la Especificación el
factor de reducción, R, se puede determinar mediante los procedimientos de ensayo
establecidos en 1996 y que se incluyen en la Parte VIII del Manual de Diseño
(AISI, 1996). Actualmente se está evaluando la aplicación del método de ensayo
básico para cargas de levantamiento.
C3.2 Resistencia para corte exclusivamente
La resistencia al corte de las almas de las vigas está determinada ya sea por la
fluencia o por el pandeo, dependiendo de la relación h/t y de las propiedades
mecánicas del acero. Para almas de vigas con relaciones h/t pequeñas la resistencia
nominal al corte está determinada por la fluencia a corte, es decir,
Vn = A w τ y = A w Fy / 3 ≈ 0,60Fy ht
(C-C3.2-1)
donde Aw es la superficie del alma de la viga calculada como (ht) y τy es el límite de
fluencia del acero a corte, que se puede calcular como Fy / 3 .
Para vigas con relaciones h/t elevadas, la resistencia nominal al corte está
determinada por el pandeo elástico por corte, es decir,
Vn = A w τcr =
k v π2 EA w
12 (1 − µ 2 ) ( h / t )
2
(C-C3.2-2)
donde τcr es la tensión crítica de pandeo por corte en el rango elástico, kv es el
coeficiente de pandeo por corte, E es el módulo de elasticidad, µ es el coeficiente de
Poisson, h es la profundidad del alma y t es el espesor del alma. Usando µ = 0,3 la
resistencia al corte, Vn, se puede determinar de la siguiente manera:
Vn = 0,905Ek v t 3 / h
(C-C3.2-3)
Para almas de vigas con relaciones h/t moderadas la resistencia nominal al corte
se basa en el pandeo inelástico por corte, es decir,
Vn = 0,64t 2 k v Fy E
Los requisitos de la Especificación son aplicables para el cálculo de las almas de
vigas y tableros ya sea con o sin rigidizadores transversales del alma.
Las ecuaciones para la resistencia nominal de la Sección C3.2 de la
Especificación de 1996 son similares a las ecuaciones para la resistencia nominal al
corte dadas en la Especificación AISI para LRFD (AISI, 1991). La aceptación del
uso de estas ecuaciones para calcular la resistencia nominal de secciones de acero
(C-C3.2-4)
67
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
conformado en frío fue considerada en el estudio resumido por LaBoube y Yu
(1978a).
Las ediciones anteriores de la Especificación para ASD (AISI, 1986) empleaban
tres factores de seguridad diferentes para evaluar la resistencia al corte admisible de
un alma no reforzada, ya que su intención era utilizar los mismos valores admisibles
para las especificaciones AISI y AISC (es decir 1,44 para fluencia; 1,67 para
pandeo inelástico y 1,71 para pandeo elástico). Para simplificar el cálculo por
tensiones admisibles de los elementos sometidos a corte, en la Especificación de
1996 el factor de seguridad tanto para pandeo elástico como para pandeo inelástico
se toma igual a 1,67. A la vez, para la fluencia se utiliza un factor de seguridad
igual a 1,50 (en vez de 1,44) con el objetivo de eliminar la discontinuidad entre la
fluencia por corte y el pandeo inelástico. El uso de un factor de seguridad menor
igual a 1,50 para la fluencia por corte se justifica por su larga trayectoria y por las
consecuencias menores de la fluencia incipiente por corte en comparación con las
consecuencias asociadas con la fluencia a tracción y compresión.
Para el enfoque LRFD, debido a que no había datos de ensayos adecuados
disponibles sobre el corte, los factores φv empleados en la Sección C3.2 fueron
derivados a partir de la condición de que las resistencias nominales son iguales para
el método LRFD y para el método ASD (Hsiao, Yu y Galambos, 1988a; AISI,
1991).
C3.3 Resistencia para flexión y corte
En las vigas en voladizo y vigas continuas a menudo se combinan elevadas
tensiones de flexión con elevadas tensiones de corte en los apoyos. Las almas de
estas vigas se deben proteger contra el pandeo provocado por la combinación de
flexión y corte.
Para las placas planas rectangulares individuales, la combinación crítica de
tensiones de flexión y corte se puede aproximar mediante la siguiente ecuación de
interacción (Bleich, 1952):
2
2
 fb   τ 
  +   = 1,0
 f cr   τcr 
(C-C3.3-1)
donde fb es la tensión real de compresión por flexión, fcr es la tensión teórica de
pandeo en flexión pura, τ es la tensión real de corte y τcr es la tensión teórica de
pandeo en corte puro. Se halló que esta ecuación es conservadora para almas de
vigas con rigidizadores transversales adecuados, en las cuales se puede desarrollar
un campo de tensiones diagonales. En base a los estudios de LaBoube y Yu (1978b)
se desarrolló la Ecuación C-C3.3-2 para almas de vigas con rigidizadores
transversales que satisfacen los requisitos de la Sección B6.
0,6
fb
f bmax
+
τ
τmax
= 1,3
Esta ecuación se agregó a la Especificación en 1980. En la Figura C-C3.3-1 se
muestran las correlaciones entre la Ecuación C-C3.3-2 y los resultados de ensayos
realizados sobre almas de vigas con un campo de tensiones diagonales.
(C-C3.3-2)
68
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
τ
τmax
Nota: Los símbolos sombreados
representan muestras de ensayo
sin planchas adicionales en las
alas superior e inferior
fb
fb max
Figura C-C3.3-1 Diagrama de interacción para τ/ττmax y fb/fbmax
C3.3.1 Método ASD
Desde 1986 la Especificación AISI para ASD utiliza relaciones de resistencia
(es decir, relación de momentos para flexión y relación de fuerzas para corte) en
vez de relaciones de tensiones en las ecuaciones de interacción. Las Ecuaciones
C3.3.1-1 y C3.3.1-2 de la Especificación se basan en las Ecuaciones C-C3.3-1 y
C-C3.3-2, respectivamente, utilizando el momento admisible, Mnxo/Ωb, y el
esfuerzo de corte admisible, Vn/Ωv.
C3.3.2 Método LRFD
Para el diseño por factores de carga y resistencia las ecuaciones para la
combinación de flexión y corte también se basan en las ecuaciones C-C3.3-1 y
C-C3.3-2, como se indica en las ecuaciones C3.3.2-1 y C3.3.2-2 de la
Especificación, utilizando las resistencias de cálculo requeridas.
C3.4 Resistencia a la abolladura del alma
No es frecuente que para las vigas de acero conformado en frío se utilicen
rigidizadores transversales y de corte. Las almas de las vigas se pueden abollar
debido a la elevada intensidad localizada de la carga o reacción. La Figura C-C3.41 ilustra los tipos de falla provocados por la abolladura del alma de vigas de alma
simple no reforzada (Figura C-C3.4-1(a)) y de vigas de sección doble T (Figura CC3.4-1(b)).
Anteriormente el problema del pandeo de placas planas rectangulares
independientes y el problema de la abolladura de las almas de las vigas de acero
conformado en frío bajo cargas distribuidas localmente en los bordes fueron
investigados por numerosos investigadores (Yu, 1991). Se halló que el análisis
teórico de la abolladura del alma para miembros flexionados de acero conformado
69
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
en frío es bastante complicado porque involucra los siguientes factores: (1)
distribución no uniforme de tensiones bajo la carga aplicada y en las porciones
adyacentes del alma, (2) estabilidad elástica e inelástica del elemento del alma, (3)
fluencia localizada en la región inmediata a la aplicación de la carga, (4) flexión
producida por la carga (o reacción) excéntrica cuando está aplicada sobre el ala
portante a una distancia más allá de la transición curva del alma, (5) imperfecciones
iniciales fuera del plano de las placas, (6) diferentes restricciones de borde provistas
por las alas de la viga e interacción entre los elementos de ala y de alma y (7) almas
inclinadas para tableros y paneles.
(a)
(b)
Figura C-C3.4-1 Abolladura del alma en vigas de acero conformado en frío
Por estos motivos los actuales requisitos de diseño de la AISI para abolladura
del alma se basan en exhaustivas investigaciones experimentales realizadas por
Winter y Pian (1946) y Zetlin (1955a) durante las décadas del 40 y del 50 en la
Universidad de Cornell y por Hetrakul y Yu (1978) en la Universidad de MissouriRolla. En estas investigaciones experimentales los ensayos de abolladura del alma
se efectuaron sobre vigas con alma simple no reforzada y vigas doble T bajo las
cuatro condiciones de carga siguientes:
1. Carga en el extremo sobre un ala
2. Carga interior sobre un ala
3. Carga en el extremo sobre dos alas
4. Carga interior sobre dos alas
Todas las condiciones de carga se ilustran en la Figura C-C3.4-2. En las Figuras
(a) y (b) las distancias entre las placas de apoyo se mantuvieron a no menos de 1,5
veces la profundidad del alma para evitar la acción correspondiente a carga sobre
dos alas.
La Sección C3.4 de la Especificación incluye ecuaciones de diseño para
determinar la resistencia a la abolladura del alma de miembros flexionados que
poseen un alma simple plana (secciones tipo canal, perfiles Z, secciones tipo
sombrero, miembros tubulares, tableros de cubierta, tableros de losa, etc.) y de
vigas doble T (formadas por dos canales conectados alma contra alma, soldando
dos perfiles a un canal o conectando tres canales). Se utilizan diferentes ecuaciones
de diseño para diferentes condiciones de carga. Como se muestra en la Figura CC3.4-3, las Ecuaciones C3.4-1, C3.4-2 y C3.4-3 de la Especificación se utilizan
para carga en el extremo sobre un ala; las Ecuaciones C3.4-4 y C3.4-5 para carga
interior sobre un ala; las Ecuaciones C3.4-6 y C3.4-7 para carga en el extremo sobre
dos alas y las Ecuaciones C3.4-8 y C3.4-9 para carga interior sobre dos alas. Estas
ecuaciones de diseño se basan en evidencia experimental (Winter, 1970; Hetrakul y
Yu, 1978) y en las distribuciones de cargas o resistencias supuestas para el alma
como se ilustra en la Figura C-C3.4-4.
70
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Zona de falla
h
>1,5h
>1,5h
Zona de falla
>1,5h
>1,5h
Zona de falla
(a)
(b)
(c)
(d)
Figura C-C3.4-2 Condiciones de carga para los ensayos de abolladura del alma
(a) en el extremo sobre un ala, (b) interior sobre un ala,
(c) en el extremo sobre dos alas, (d) interior sobre dos alas
Las distribuciones de cargas o reacciones supuestas para el alma que se ilustran
en la Figura C-C3.4-4 son independientes de la respuesta flexional de la viga.
Debido a la flexión, el punto de apoyo variará en relación con el plano de apoyo,
provocando una distribución no uniforme de la carga de apoyo en el alma. El valor
de Pn variará debido a una transición entre la condición de carga interior sobre un
ala (Figura C3.4-4(b)) y la condición de carga en el extremo sobre un ala (Figura
C3.4-4(a)). Estas condiciones discretas representan la base experimental sobre la
cual se construyeron los requisitos de diseño (Winter, 1970; Hetrakul y Yu, 1978).
En la Edición 1996 de la Especificación AISI se añadieron los acero Grados 70
y 80 HSLA (Alta resistencia y baja aleación) de las Normas A653 y A715 en la
Sección A3.1. Estos dos grados de acero tienen límites de fluencia mínimos de 70
ksi (483 MPa) y 80 ksi (552 MPa), respectivamente. Debido a que los requisitos
AISI para la abolladura del alma anteriormente fueron desarrollados en base a
investigaciones experimentales sobre aceros en los cuales Fy era menor que 55 ksi
(379 MPa) (Hetrakul y Yu, 1978), las Ecuaciones C3.4-1, C3.4-2 y C3.4-6 son
aplicables solamente para Fy ≤ 66,5 ksi (459 MPa). Se puede demostrar que para las
tres ecuaciones antes mencionadas la resistencia nominal a la abolladura del alma
calculada para una sección dada aumenta a medida que el límite de fluencia del
acero aumenta sólo hasta 66,5 ksi (459 MPa); a partir de este punto la resistencia a
la abolladura del alma calculada disminuye a medida que aumenta el límite de
fluencia. Investigaciones actuales desarrolladas en la Universidad de MissouriRolla indican que en las vigas la resistencia a la abolladura del alma aumenta si se
utiliza un límite de fluencia mayor que 66,5 ksi (459 MPa). Se espera que se
desarrollen requisitos de diseño mejorados cuando se completen estas
investigaciones. Mientras tanto, para no penalizar el uso de aceros de alta
resistencia, en una nota al pie de la Especificación de 1996 se especifica un valor
conservador constante de kC3 = 1,34 determinado para Fy = 66,5 ksi (459 MPa)
para los aceros de alta resistencia.
71
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
(a)
> 1,5h
< 1,5h
Ec. C3.4-4 ó -5
Carga interior sobre un ala
Ec. C3.4-1, -2 ó -3
Carga en el extremo sobre un ala
Ec. C3.4-8 ó -9
Carga interior sobre dos alas
Ec. C3.4-8 ó -9
Carga interior sobre dos alas
> 1,5h
(b)
< 1,5h
< 1,5h
Ec. C3.4-1, -2, ó -3
Carga en el extremo sobre un ala
Ec. C3.4-1, -2, ó -3
Carga en el extremo sobre un ala
< 1,5h
< 1,5h
< 1,5h
Ec. C3.4-8 ó -9
Carga interior sobre dos alas
Ec. C3.4-6 ó -7
Carga en el extremo sobre dos alas
Ec. C3.4-4 ó -5
Carga interior sobre un ala
Ec. C3.4-6 ó -7
Carga en el extremo sobre dos alas
< 1,5h
(c)
> 1,5h
> 1,5h
> 1,5h
< 1,5h
Figura C-C3.4-3 Aplicación de las ecuaciones de diseño especificadas en la Tabla C3.4.1
72
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
h
(a) Carga en el extremo sobre un ala <1,5h
<1,5h
h
>1,5h
>1,5h
(b) Carga interior sobre un ala
h
<1,5h
<1,5h
<1,5h
(c) Carga en el extremo sobre dos alas
>1,5h
h
<1,5h
(d) Carga interior sobre dos alas
Figura C-C3.4-4 Distribución supuesta para las cargas o reacciones
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
De las Ecuaciones C3.4-1 a C3.4-12 de la Especificación se puede observar que
la resistencia nominal a la abolladura del alma de las vigas de acero conformado en
frío depende de las relaciones h/t, N/t, R/t, el espesor del alma t, la tensión de
fluencia Fy y el ángulo de inclinación del alma θ. Para el enfoque del ASD las
reacciones y cargas concentradas admisibles se pueden determinar a partir de la
resistencia nominal utilizando un factor de seguridad de 1,85 para vigas con alma
simple no reforzada. El empleo de este factor de seguridad menor respecto a la
máxima capacidad obtenida de los ensayos se debió al hecho de que las probetas de
ensayo representan el menor grado de restricción del alma que probablemente se
encuentre en la práctica. Para las vigas doble T o secciones similares la resistencia
admisible se determina a partir de la resistencia nominal utilizando un factor de
seguridad igual a 2,0. Esto se basa en que los resultados de ensayo evidenciaron una
dispersión considerable y que las probetas ensayadas en el programa experimental
representan el grado óptimo de restricción del alma que probablemente se encuentre
en la práctica.
Con respecto al enfoque del LRFD, el uso de φ = 0,75 para almas simples no
reforzadas y φ = 0,80 para secciones doble T proporcionan valores del índice de
seguridad comprendidos entre 2,4 y 3,8.
Investigaciones recientes demostraron que un perfil Z con su ala de apoyo
extremo abulonada al miembro sobre el que apoya la sección mediante dos bulones
de ½ in. (12,7 mm) de diámetro experimentaría un incremento en su capacidad de
abolladura del alma bajo carga en el extremo sobre un ala (Bhakta, LaBoube y Yu,
1992; Cain, Laboube y Yu, 1995). Se demostró que el incremento de la capacidad
de carga está comprendido entre el 27 y el 55 por ciento para las secciones que
satisfacen las limitaciones prescriptas en la Especificación. Desde 1996 la Sección
C3.4 de la Especificación permite un valor límite para el incremento igual al 30 por
ciento.
Para dos perfiles Z anidados la Especificación de 1996 permite el empleo de un
factor de seguridad y un factor de resistencia ligeramente diferentes para la
condición de carga interior sobre un ala. En base a investigaciones realizadas en la
Universidad de Wisconsin-Milwaukee y en la Universidad de Missouri-Rolla, de
acuerdo con lo resumido por LaBoube, Nunnery y Hodges (1994), el
comportamiento de la abolladura del alma de elementos con almas anidadas no
reforzadas se mejora debido a la interacción de las almas anidadas. Las
investigaciones indican que la actual ecuación para carga interior sobre un ala
(Ecuación C3.4-4 de la Especificación) pronostica adecuadamente la resistencia a la
abolladura del alma. Una evaluación estadística de la correlación entre las
resistencias a la abolladura del alma calculadas y determinadas mediante ensayos
determinó que un factor de seguridad aceptable igual a 1,80 resulta adecuado. Este
factor de seguridad ligeramente inferior se atribuye a la mejor restricción rotacional
exhibida por la configuración Z anidada, y al pequeño rango de los parámetros de la
sección representados por las secciones normalizadas en la industria.
C3.5 Resistencia a la combinación de flexión y abolladura del alma
C3.5.1 Método ASD
La Especificación AISI contiene ecuaciones de interacción para la
combinación de flexión y abolladura del alma. Las Ecuaciones C3.5.1-1 y
C3.5.1-2 se basan en los estudios realizados en la Universidad de Missouri-Rolla
para determinar los efectos de la flexión sobre la reducción de las cargas de
73
74
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
abolladura del alma con los factores de seguridad aplicables utilizados para
flexión y abolladura del alma (Hetrakul y Yu, 1978 y 1980; Yu, 1981 y 1991).
Las Figuras C-C3.5-1 y C3.5-2 muestran la correlación entre las ecuaciones de
interacción y los resultados de ensayo. Para el caso de almas con relieve la
resistencia a la abolladura se podría determinar mediante ensayos de acuerdo
con el Capítulo F de la Especificación.
1,07
Pensayo
Pn calc
+
Mensayo
Mn calc
= 1,42
Mensayo
Mn calc
Pensayo
Pn calc
Figura C-C3.5-1 Representación gráfica para abolladura del alma y combinación de
abolladura del alma y flexión para almas simples no reforzadas
0,82
Pensayo
Pn calc
+
Mensayo
Mn calc
= 1,32
Mensayo
Mn calc
Pensayo
Pn calc
Figura C-C3.5-2 Interacción entre abolladura del alma y flexión para vigas doble T
con almas no reforzadas
75
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
La excepción incluida en la Sección C3.5.1 de la Especificación para almas
simples no reforzadas se aplica para los apoyos interiores de tramos continuos
que utilizan tableros y vigas, como se ilustra en la Figura C-C3.5.3. Los
resultados de ensayos sobre vigas continuas de tableros de acero (Yu, 1981) y
diferentes estudios independientes realizados por los fabricantes indican que,
para este tipo de miembros, el comportamiento posterior al pandeo de las almas
en los apoyos interiores difiere del tipo de modo de falla que ocurre bajo cargas
concentradas en las vigas de un solo tramo. Esta resistencia posterior al pandeo
le permite al miembro redistribuir los momentos en los tramos continuos. Por
esta razón la Ecuación C3.5.1-1 de la Especificación no es aplicable a la
interacción entre la flexión y la reacción en los apoyos interiores de los tramos
continuos. Esta excepción se aplica sólo a los miembros ilustrados en la Figura
C-C3.5-3 y situaciones similares explícitamente descriptas en la Sección C3.5.1
de la Especificación.
(a) Tableros
Tablero o revestimiento
<10"
(b) Vigas
Tablero, revestimiento
o riostras
Figura C-C3.5-3 Secciones a las cuales se aplica la excepción de la Sección C3.5 de la
Especificación
Esta excepción significa que no es necesario verificar los efectos de la
combinación de flexión y abolladura del alma para determinar la capacidad
portante. Además, la resistencia a la flexión positiva de la viga debe ser al
menos el 90 por ciento de la resistencia a la flexión negativa a fin de garantizar
la seguridad requerida por la Especificación.
Empleando este procedimiento, las cargas de servicio pueden (1) producir
ligeras deformaciones en la viga sobre el apoyo, (2) incrementar las tensiones
reales de compresión por flexión sobre el apoyo tanto como hasta 0,8Fy y (3)
provocar deformación adicional por flexión de hasta 22 por ciento debido a la
redistribución de los momentos elásticos.
Si debido a este comportamiento la capacidad de carga no es el factor
primario que determina el diseño, se sugiere que el diseñador utilice la Ecuación
C3.5.1-1 de la Especificación.
76
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Con respecto a la Ecuación C3.5.1-2, ensayos anteriores indican que cuando
la relación h/t del alma de una viga doble T no es mayor que 2,33 Fy / E y
cuando λ ≤ 0,673 el momento flector no tiene ningún efecto (o no tiene efectos
apreciables) sobre la carga de abolladura del alma (Yu, 1991). Por este motivo la
reacción o carga concentrada admisible se puede determinar empleando las
ecuaciones dadas en la Sección C3.4 de la Especificación sin ninguna reducción
debida a la presencia de flexión.
En 1996 se añadió información adicional en la Sección C3.5.1(c) de la
Especificación para el diseño de dos perfiles Z anidados. Estos requisitos de
diseño se basan en las investigaciones realizadas en la Universidad de
Wisconsin-Milwaukee, la Universidad de Missouri-Rolla y por un fabricante de
construcciones metálicas (LaBoube, Nunnery y Hodges, (1994). El
comportamiento de abolladura del alma y flexión de los elementos de almas
anidadas no reforzadas se mejora debido a la interacción entre las almas
anidadas. La Ecuación C3.5.1-3 de la Especificación se basa en los resultados
experimentales obtenidos ensayando catorce configuraciones de almas andadas.
Estas son las configuraciones típicamente utilizadas en la industria de las
construcciones metálicas.
C3.5.2 Método LRFD
Para el método de diseño por factores de carga y resistencia las Ecuaciones
C3.5.2-1 y C3.5.2-2 de la Especificación se basan en las ecuaciones originales
ilustradas en las Figuras C-C3.5-1 y C-C3.5-2 utilizando las resistencias
requerida y de cálculo.
En el desarrollo de las ecuaciones para LRFD se calibraron un total de 551
ensayos para determinar la resistencia a la combinación de flexión y abolladura
del alma. En base a φw = 0,75 para almas simples no reforzadas y φw = 0,80 para
secciones doble T, los valores del índice de seguridad varían entre 2,5 y 3,3 tal
como se resume en el Comentario AISI (1991).
La Ecuación C3.5.2-3 de la Especificación para dos perfiles Z anidados se
basa en el mismo trabajo de investigación discutido en la Sección C3.5.1 para la
Ecuación C3.5.1-3 de la Especificación.
C4
Miembros comprimidos con carga concéntrica
Los miembros comprimidos con carga concéntrica se deben diseñar para los
siguientes estados límites dependiendo de la configuración de su sección transversal,
espesor del material, longitud no arriostrada y restricción de los extremos: (1) fluencia,
(2) pandeo global de la columna (pandeo flexional, pandeo torsional o pandeo torsional
flexional) y (3) pandeo localizado de elementos individuales. En las Partes I y III del
Manual de Diseño (AISI, 1996) se incluyen tablas de diseño y ejemplos de cálculo de
columnas.
A. Fluencia
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
77
Es un hecho conocido que una columna compacta, muy corta, sometida a una
carga axial puede fallar por fluencia. La carga de fluencia se determina mediante la
Ecuación C-C4-1:
Py
= A g Fy
(C-C4-1)
donde Ag es la superficie bruta de la columna y Fy es el límite de fluencia del
acero.
B. Pandeo flexional de columnas
(a)
Tensión de pandeo elástico
Una columna esbelta cargada axialmente puede fallar por pandeo flexional
global si la sección transversal de la columna tiene una geometría con
simetría doble, es de forma cerrada (tubo de sección cuadrada o rectangular),
de forma cilíndrica o presenta simetría puntual. Para las formas con simetría
simple el pandeo flexional es uno de los modos de falla posibles. Los
montantes que forman parte de un tabique conectados con el material de
revestimiento también pueden fallar por pandeo flexional.
La carga crítica de pandeo elástico para una columna larga se puede
determinar mediante la siguiente ecuación de Euler:
(Pcr )e =
π2 EI
( KL )
2
(C-C4-2)
donde (Pcr)e es la carga de pandeo de la columna en el rango elástico, E es el
módulo de elasticidad, I es el momento de inercia, K es el factor de longitud
efectiva y L es la longitud no arriostrada. En consecuencia, la tensión de
pandeo elástico de la columna es
(Fcr )e =
(Pcr )e
π2 E
=
2
Ag
( KL / r )
(C-C4-3)
donde r es el radio de giro de la totalidad de la sección transversal y KL/r es
la relación de esbeltez efectiva.
(b)
Tensión de pandeo inelástico
Cuando la tensión de pandeo elástico de la columna calculada mediante la
Ecuación C-C4-3 es mayor que el límite de proporcionalidad, Fpr, la columna
pandeará en el rango inelástico. Antes de 1996 en la Especificación AISI se
utilizaba la siguiente ecuación para calcular la tensión de pandeo inelástico
de la columna:
Fy 

(Fcr ) I = Fy  1 −

 4(Fcr )e 
(C-C4-4)
78
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Se debe observar que, como la ecuación anterior se basa en la hipótesis de
que Fpr = Fy/2, sólo es aplicable para (Fcr)e ≥ Fy/2.
Utilizando λc como parámetro de la esbeltez de la columna en vez de la
relación de esbeltez, KL/r, la Ecuación C-C4-4 se puede escribir de la
siguiente manera:
 λ2 
(Fcr ) I = 1 − c  Fy
4 

donde
Fy
KL Fy
λc =
=
(Fcr )e
rπ E
En consecuencia, la Ecuación C-C4-5 sólo es aplicable para λc ≤
(c)
(C-C4-5)
(C-C4-6)
2.
Resistencia axial nominal para columnas localmente estables
Si los componentes individuales de los miembros comprimidos tienen
relaciones w/t pequeñas, no habrá pandeo localizado antes de que la tensión
de compresión llegue a la tensión de pandeo de la columna o al límite de
fluencia del acero. Por lo tanto, la resistencia axial nominal se puede
determinar mediante la siguiente ecuación
Pn = A g Fcr
donde
Pn = resistencia axial nominal
Ag = superficie bruta de la columna
Fcr = tensión de pandeo de la columna
(d)
Resistencia axial nominal para columnas localmente inestables
En los miembros comprimidos de acero conformado en frío con elevadas
relaciones w/t el pandeo localizado de las placas componentes individuales
puede ocurrir antes que la carga aplicada llegue a la resistencia axial nominal
determinada mediante la Ecuación C-C4-7. Los efectos de la interacción
entre el pandeo localizado y el pandeo global de la columna pueden resultar
en una reducción de la resistencia global de dicha columna. Desde 1946 y
hasta 1986 el efecto del pando localizado sobre la resistencia de la columna
era considerada en la Especificación AISI utilizando un factor de forma Q al
determinar la tensión admisible para el cálculo de miembros comprimidos
con carga axial (Winter, 1970; Yu, 1991). Aunque el método del factor Q fue
utilizado con éxito para el diseño de miembros comprimidos de acero
conformado en frío, los trabajos de investigación realizados en la
Universidad de Cornell y en otras instituciones han demostrado que este
método es perfectible. En base a los resultados de ensayo y estudios
(C-C4-7)
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
79
analíticos de DeWolf, Pekoz, Winter y Mulligan (DeWolf, Pekoz y Winter,
1974; Mulligan y Pekoz, 1984) y del desarrollo de Pekoz de un enfoque
unificado para el cálculo de miembros de acero conformado en frío (Pekoz,
1986b), en la edición 1996 de la Especificación AISI se eliminó el método
del factor Q. A fin de reflejar el efecto del pandeo localizado sobre la
reducción de la resistencia de las columnas, la resistencia axial nominal se
determina mediante la tensión crítica de pandeo de la columna y la superficie
efectiva, Ae, en vez de la totalidad de la sección transversal. Cuando no es
posible calcular Ae, como cuando el miembro comprimido tiene dimensiones
o geometrías que exceden la aplicabilidad de la Especificación AISI, la
superficie efectiva Ae se puede determinar experimentalmente mediante
ensayos sobre columnas cortas aplicando el procedimiento expuesto en la
Parte VIII del Manual de Diseño AISI (AISI, 1996). Para un análisis más
profundo de los antecedentes de estos requisitos ver Pekoz (1986b). Por lo
tanto, la resistencia axial nominal de los miembros comprimidos de acero
conformado en frío se puede determinar mediante la siguiente ecuación:
Pn = A e Fcr
(C-C4-8)
donde Fcr es la tensión de pandeo elástico o inelástico, según corresponda, y
Ae es la superficie efectiva a Fcr.
Hay una excepción para la Ecuación C-C4-8 en el caso de perfiles C y Z y
secciones formadas por un solo ángulo con alas no rigidizadas. Para estos
casos la resistencia axial nominal también está limitada por la siguiente
capacidad, la cual se determina utilizando la tensión de pandeo localizado del
elemento no rigidizado y la superficie de la totalidad de la sección
transversal:
Pn =
Aπ2 E
25,7 ( w / t )
(C-C4-9)
2
Esta ecuación se incluyó en la Sección C4(b) de la edición 1986 de la
Especificación AISI cuando se adoptó el enfoque de diseño unificado. Un
estudio reciente realizado por Rasmussen en la Universidad de Sydney
(Rasmussen, 1994) indicó que los requisitos de diseño de la Sección C4(b) de
la Especificación AISI de 1986 conducen a resultados innecesaria y
excesivamente conservadores. Esta conclusión se basó en los estudios
analíticos cuidadosamente validados contra resultados de ensayos según lo
informado por Rasmussen y Hancock (1992). En consecuencia, en la edición
1996 de la Especificación se eliminó la Sección C4(b) (Ecuación C-C4-9).
En la edición 1996 de la Especificación AISI las ecuaciones de diseño para
calcular las tensiones de pandeo flexional inelástico y elástico han sido
modificadas y se han adoptado las utilizadas en la Especificación para LRFD
de AISC (AISC, 1993). Tal como figuran en la Sección C4(a) de la
Especificación estas ecuaciones son las siguientes:
(
2
)
Para λ c ≤ 1,5 : Fn = 0,658λC Fy
(C-C4-10)
80
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
 0,877 
Para λ c > 1,5 : Fn =  2  Fy
 λc 
donde Fn es la tensión nominal de pandeo flexional que puede estar en el
rango elástico o en el rango inelástico, dependiendo del valor de
λ c = Fy / Fe , y Fe es la tensión de pandeo flexional elástico calculada
(C-C4-11)
utilizando la Ecuación C-C4-3. En consecuencia, la ecuación para determinar
la resistencia axial nominal se puede expresar como:
Pn = A e Fn
que corresponde a la Ecuación C-4-1 de la Especificación.
Los motivos por los cuales se cambiaron las ecuaciones de diseño para la
tensión de pandeo inelástico pasando de la Ecuación C-C4-4 a la Ecuación CC4-10 y para la tensión de pandeo elástico pasando de la Ecuación C-C4-3 a
la Ecuación C-C4-11 son los siguientes:
1.
2.
Las ecuaciones revisadas para el diseño de columnas (Ecuaciones C-C410 y C-C4-11) se basan en un modelo de resistencia diferente y Pekoz y
Sumer (1992) demostraron que son más precisas. En este estudio se
evaluaron 299 resultados de ensayos realizados en columnas y vigascolumna. Las muestras de ensayo incluyeron miembros con elementos
componentes en el rango posterior al pandeo así como miembros
localmente estables. Las muestras de ensayo incluyeron miembros
sometidos a pandeo flexional como así también miembros sometidos a
pandeo torsional-flexional.
Debido a que las ecuaciones revisadas para el diseño de columnas
representan la máxima resistencia considerando adecuadamente las
deformaciones iniciales y que se ajustan mejor a los resultados de
ensayo, es posible reducir el factor de seguridad requerido. Además, las
ecuaciones revisadas permiten el uso de un único factor de seguridad
para todos los valores de λc aún cuando la resistencia axial nominal de
las columnas disminuye a medida que aumenta su esbeltez debido a la
falta de alineación inicial. Si se utilizaran el factor de seguridad y el
factor de resistencia seleccionados, los resultados obtenidos mediante los
enfoques del ASD y el LRFD serían aproximadamente iguales para una
relación carga permanente-sobrecarga igual a 5,0.
En las Figuras C-C4-1, C-C4-2 y C-C4-3 se comparan los requisitos de
diseño incluidos en la Especificación para ASD (AISI, 1986), la
Especificación para LRFD (AISI, 1991) y la Especificación combinada para
ASD/LRFD (AISI, 1996).
La Figura C-C4-1 muestra una comparación de las tensiones críticas de
pandeo flexional utilizadas en las Especificaciones de 1986, 1991 y 1996. En
la figura se indican las ecuaciones utilizadas para graficar estas dos curvas.
Debido a que en la Especificación de 1996 se usa un factor de seguridad
relativamente más pequeño, se puede ver en la Figura C-C4-2 que la
(C-C4-12)
81
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
capacidad de diseño aumenta para columnas delgadas con bajos parámetros
de esbeltez y disminuye para parámetros de esbeltez elevados. Sin embargo,
las diferencias serían de menos del 10%. En la Figura C-C4-3 se ilustran las
diferencias entre las resistencias axiales nominales utilizadas para los
requisitos de diseño de 1991 y 1996 correspondientes al método LRFD.
(d)
Factor de longitud efectiva, K
El factor de longitud efectiva K toma en cuenta la influencia de las
restricciones que impiden la rotación y la traslación de los extremos de una
columna sobre su capacidad portante. Para el caso más simple, es decir una
columna con ambos extremos articulados y arriostrada para impedir la
traslación lateral, el pandeo se produce en forma de una onda semisinusoidal
y la longitud efectiva, KL, que corresponde a la longitud de esta
semisinusoide, es igual a la longitud física real de la columna (Figura C-C44); consecuentemente, para este caso K = 1. A esta situación se tiende si un
miembro comprimido dado forma parte de una estructura que está arriostrada
de manera tal que no existe la posibilidad que haya traslación lateral de un
extremo de la columna con respecto al otro. Este es el caso de las columnas o
montantes en una estructura con arriostramiento diagonal, arriostramiento por
medio de diafragmas, construcciones con muros de cortante o cualquier otra
disposición que impida el desplazamiento horizontal de los extremos
superiores de las columnas con respecto a sus extremos inferiores. En estas
situaciones tomar K = 1 resulta seguro y apenas ligeramente conservador.
1
AISI-1986-1991
0,8
Ec. C -C 4-4
E c. C -C 4-10
Fcr
F y 0,6
o
Fn
Fy
A IS I 1996
Ec. C -C 4-3
0,4
Ec. C -C 4-11
0,2
0
Figura C-C4-1
0,5
1
λc
1,5
2
Comparación entre las ecuaciones para la tensión crítica de
pandeo
Si la traslación de las columnas está impedida y los miembros en los cuales
están empotrados uno o ambos extremos (incluyendo las fundaciones) están
rígidamente conectados a la columna de forma de proporcionar una
restricción que impida la rotación, algunas veces se justifica el empleo de
valores de K menores que 1 (uno). La Tabla C-C4-1 contiene los valores
teóricos de K para seis condiciones ideales que corresponden a rotación y
traslación totalmente impedidas o restricción totalmente inexistente. La
82
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
misma tabla también incluye los valores de K cuyo uso está recomendado por
el Consejo de Investigación de la Estabilidad Estructural (Structural Stability
Research Council, Galambos, 1988).
0,6
En base a la Especif. 1986 y F.S. variable
0,5
En base a la Especif.
1986 y F.S. = 1,92
0,4
Pd
Py 0,3
En base a la Especif. 1996 y F.S. = 1,80
0,2
0,1
0,5
0
Figura C-C4-2
1
λc
1,5
2
Comparación entre las resistencias axiales de cálculo, Pd
1
0,8
Pn
Py
En base a la Especif. 1991 para LRFD
0,6
En base a la Especif. 1996
0,4
0,2
0
Figura C-C4-3
0,5
1
λc
1,5
2
Comparación entre las resistencias axiales nominales, Pn
En las cerchas la intersección de los miembros proporciona una restricción
que impide la rotación de los miembros comprimidos bajo cargas de servicio.
A medida que se aproxima a la carga de colapso las tensiones en los
miembros se aproximan al límite de fluencia lo cual reduce enormemente la
restricción que éstos pueden proporcionar. Por este motivo el valor de K
generalmente se toma igual a la unidad sin importar que los miembros estén
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
soldados, abulonados o atornillados. Sin embargo estudios recientes (Harper,
LaBoube y Yu, 1995) han demostrado que cuando hay un revestimiento
unido directamente al ala superior de un cordón de compresión continuo los
valores de K se pueden tomar como 0,75 (AISI, 1995).
P
KL = L
P
Figura C-C4-4
Pandeo global de una columna
Por otra parte, cuando no existe arriostramiento lateral que impida la
traslación lateral, como en el caso del pórtico de la figura C-C4-5, la
estructura depende de su propia rigidez flexional para obtener su estabilidad
lateral. En este caso, cuando la falla ocurre por pandeo de las columnas,
inevitablemente ocurre por el desplazamiento lateral ilustrado. Esto ocurre a
una carga menor que la que las columnas serían capaces de soportar si
estuvieran arriostradas contra el desplazamiento lateral y la figura muestra
que la longitud de la forma semisinusoidal que adoptan las columnas
pandeadas es mayor que la longitud real de la columna. Por lo tanto, en este
caso K es mayor que la unidad y su valor se puede obtener del gráfico de la
Figura C-C4-6 (Winter et al., 1948a y Winter, 1970). Como en la realidad las
bases de las columnas no están verdaderamente articuladas ni completamente
fijas, se deberían estimar valores de K comprendidos entre las dos curvas,
dependiendo del grado real de fijación de la base.
La Figura C-C4-6 también puede servir como guía para estimar K para otras
situaciones sencillas. Para los pórticos con múltiples vanos o múltiples pisos
en los Comentarios AISC (AISC, 1989; 1993) se presentan gráficas sencillas
para determinar K. Por información adicional sobre la estabilidad de pórticos
y efectos de segundo orden, ver la publicación Guide to Stability Design
Criteria for Metal Structures (Galambos, 1988) y las Especificaciones y
comentarios de AISC.
83
84
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Tabla C-C4-1 Factores de longitud efectiva, K, para miembros
comprimidos con carga concéntrica
(a)
(b)
(c)
(d)
(e)
(f)
Valor teórico de K
0,5
0,7
1,0
1,0
2,0
2,0
Valor de K recomendado
cuando la estructura se
aproxima a las condiciones
ideales
0,65
0,80
1,2
1,0
2,10
2,0
La geometría de la columna
deformada por pandeo se
indica en línea de puntos
Rotación impedida, traslación impedida
Rotación libre, traslación impedida
Referencia de las condiciones
de los extremos
Rotación impedida, traslación libre
Rotación libre, traslación libre
P
KL
P
L
Figura C-C4-5
Pórtico sin arriostramiento lateral
85
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
5,0
4,0
(I/L) viga
(I/L) columna
Base
articulada
3,0
2,0
1,0
0
1,0
Base
empotrada
2,0
3,0
4,0
K
Figura C-C4-6
Factor de longitud efectiva, K, en pórticos sin arriostramiento
lateral
Si en un edificio las losas de cubierta o entrepiso, ancladas a muros de
cortante o a sistemas de arriostramiento en el plano vertical, proporcionan
apoyo lateral para columnas individuales, se debe considerar su rigidez
cuando se comportan como diafragmas horizontales (Winter, 1958a).
C. Pandeo torsional de columnas
Se comentó al inicio de esta sección que el pandeo puramente torsional, es decir la
falla por una torsión brusca sin flexión simultánea, también es posible en el caso de
ciertas secciones abiertas de pared delgada. Estas son geometrías con simetría
puntual (en las cuales coinciden el centro de corte y el baricentro), tales como
perfiles I con simetría doble, perfiles Z antisimétricos y otras secciones poco
habituales tales como secciones en forma de crucifijo, esvásticas y similares.
Cuando están sometidas a carga concentrada, el pandeo torsional de estas formas
rara vez determina el diseño. Esto se debe a que los miembros de este tipo que
poseen una esbeltez realista pandean por flexión o por una combinación de flexión
y pandeo localizado a una carga menor que la que produciría pandeo torsional. Sin
embargo, en el caso de miembros de este tipo relativamente cortos, no se puede
descartar totalmente esta clase de pandeo. Si este pandeo es elástico ocurre a la
tensión crítica σt calculada de la siguiente manera (Winter, 1970):
σt =
π2 EC w 
1 
GJ
+


2
Aro2 
( K t L t ) 

Esta ecuación es igual a la Ecuación C3.1.2-10 de la Especificación, en la cual A es
la superficie de la totalidad de la sección transversal, r0 es el radio de giro polar de
la sección transversal respecto al centro de corte, G es el módulo de elasticidad
transversal, J es la constante de torsión de St. Venant de la sección transversal, E es
el módulo de elasticidad longitudinal, Cw es la constante de alabeo por torsión de la
sección transversal y KtLt es la longitud efectiva para la rotación.
(C-C4-13)
86
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Para el pandeo inelástico la tensión crítica de pandeo torsional también se puede
calcular conforme a la Ecuación C-C4-10 utilizando σt como Fe al calcular λc.
D. Pandeo flexional torsional de columnas
Como se discutió anteriormente, las columnas con carga concéntrica pueden
pandear en el modo de pandeo flexional por flexión respecto a uno de los ejes
principales; o en el modo de pandeo torsional por rotación respecto al centro de
corte; o en el modo de pandeo torsional-flexional por flexión y rotación
simultáneas. En las formas con simetría simple tales como las secciones tipo canal,
secciones en forma de sombrero, ángulos, perfiles T y perfiles doble T con alas
desiguales en las cuales el centro de corte no coincide con el baricentro, el pandeo
torsional-flexional es uno de los modos de pandeo posibles como se ilustra en la
Figura C-C4-7. Las secciones asimétricas siempre pandean en el modo torsionalflexional.
P
Baricentro
Centro de
corte
P
Figura C-C4-7
Pandeo torsional-flexional de una sección tipo canal
sometida a compresión axial
Se debe enfatizar que solamente se debe diseñar para pandeo torsional-flexional
cuando es físicamente posible que se produzca este tipo de pandeo. Esto significa
que si un miembro está conectado a otras partes de la estructura, tales como el
revestimiento de un tabique, de manera que sólo sea posible su flexión pero no su
torsión, sólo es necesario calcular dicho miembro para pandeo flexional. Por
ejemplo, un miembro con forma de canal que forma parte de un tabique o el cordón
de una cercha de una cubierta se conectan fácilmente a las cintas o correas de
manera tal que en estos puntos de unión la torsión está impedida. En este caso sólo
es necesario verificar el pandeo torsional-flexional para las longitudes no
arriostradas entre dichas uniones. De manera similar, un miembro comprimido con
simetría doble puede estar compuesto por dos canales espaciados conectados a
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
87
intervalos mediante placas de refuerzo. En este caso cada canal constituye un
"componente de un perfil armado sujetado de forma intermitente ". La totalidad del
miembro, debido a que posee simetría doble, no está sujeta a pandeo torsionalflexional y por lo tanto sólo es necesario verificar este modo de falla para los
componentes individuales entre las uniones de refuerzo (Winter, 1970).
La carga de pandeo elástico torsional-flexional determinante de una columna se
puede determinar a partir de la siguiente ecuación (Chajes y Winter, 1965; Chajes,
Fang y Winter, 1966; Yu, 1991):
Pn =
1 
( Px + Pz ) −
2β 
( Px + Pz )
2
− 4βPx Pz 

(C-C4-14)
Si se dividen ambos miembros de esta ecuación por la superficie de la sección
transversal, A, se obtiene la ecuación correspondiente a la tensión de pandeo
elástico torsional-flexional, Fe, de la siguiente manera:
Fe =
1 
( σex + σ t ) −
2β 
( σex + σ t )
2
− 4βσex σ t 

Para esta ecuación, como para todos los requisitos relacionados con el pandeo
torsional-flexional, el eje x es el eje de simetría; σex = π2E/(KxLx/rx)2 es la tensión
de pandeo flexional de Euler respecto al eje x; σt es la tensión de pandeo torsional
(Ecuación C-C4-13) y β = 1 - (x0/r0)2. Vale la pena observar que la tensión de
pandeo torsional-flexional siempre es menor que la tensión de Euler σex para
pandeo flexional respecto al eje de simetría. Por lo tanto, para estas secciones con
simetría simple el pandeo flexional sólo puede ocurrir (si es que puede ocurrir)
respecto al eje y, que es el eje principal perpendicular al eje de simetría.
Para el pandeo inelástico la tensión crítica de pandeo torsional-flexional también se
puede determinar utilizando la Ecuación C-C4-10.
Analizando la Ecuación C-C4-15 se puede ver que para calcular β y σt es necesario
determinar x0 = distancia entre el centro de corte y el baricentro, J = constante de
torsión de St. Venant y Cw = constante de alabeo, además de otras propiedades más
familiares de la sección transversal. Debido a estas complejidades, el cálculo de la
tensión de pandeo torsional-flexional no puede ser tan sencillo como el cálculo de
la tensión de pandeo flexional. Sin embargo, la variedad de ayudas para el diseño
incluidas en la Parte VII del Manual de Diseño (AISI, 1996) simplifican estos
cálculos, al menos para las secciones de acero conformado en frío más habituales.
Por una parte cualquier sección con simetría simple puede pandear flexionalmente
respecto al eje y o fallar por pandeo torsional-flexional, dependiendo del detalle de
sus dimensiones. Por ejemplo, un montante en forma de canal de alas angostas y
alma ancha generalmente pandeará flexionalmente respecto al eje y (eje paralelo al
alma); por el contrario, un montante en forma de canal de alas anchas y alma
angosta generalmente fallará por pandeo torsional-flexional. Es posible definir el
modo que determina el diseño utilizando las gráficas incluidas en la Parte VII del
Manual de Diseño. Estas gráficas fueron desarrolladas para las formas habituales.
Permiten determinar cuál de los dos modos de pandeo resulta determinante, en
(C-C4-15)
88
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
función de una combinación sencilla de las dimensiones de la sección transversal y
de la longitud del miembro. Si el pandeo torsional-flexional es el que resulta
determinante, la información y ayudas para el diseño de las Partes I y VII del
Manual de Diseño (AISI, 1996) facilitan y agilizan los cálculos necesarios.
El análisis de los párrafos precedentes se refiere a miembros sometidos a pandeo
torsional-flexional, pero compuestos por elementos cuyas relaciones w/t son lo
suficientemente pequeñas como para impedir que se produzca pandeo localizado.
Para los perfiles lo suficientemente delgados, es decir aquellos con relaciones w/t lo
suficientemente elevadas, el pandeo localizado se puede combinar con el pandeo
torsional-flexional de manera similar a la combinación de pandeo localizado y
pandeo flexional. Para este caso el efecto del pandeo localizado sobre la resistencia
al pandeo torsional-flexional también se puede considerar utilizando la superficie
efectiva, Ae, determinada a la tensión Fn para pandeo torsional-flexional.
C4.1 Secciones no sometidas a pandeo torsional ni a pandeo
torsional flexional
Si los miembros comprimidos con carga concéntrica pueden pandear en el modo
flexional por flexión respecto a uno de los ejes principales, la resistencia nominal al
pandeo flexional de la columna se debe determinar aplicando la Ecuación C4-1 de
la Especificación. La tensión de pandeo flexional elástico está dada por la Ecuación
C4.1-1 de la Especificación, que es igual a la Ecuación C-C4-3 del Comentario.
Este requisito es aplicable para secciones con simetría doble, secciones cerradas y
cualquier otra sección que no esté sometida a pandeo torsional ni a pandeo
torsional-flexional.
C4.2 Secciones con simetría doble o simetría simple sometidas a
pandeo torsional o a pandeo torsional flexional
Como se discutió anteriormente en la Sección C4, el pandeo torsional es uno de
los modos de pandeo posibles para secciones con simetría doble y simetría puntual.
Para las secciones con simetría simple el pandeo torsional-flexional es uno de los
modos de pandeo posibles. El otro modo de pandeo posible es el pandeo flexional
por flexión respecto al eje y (suponiendo que el eje x es el eje de simetría).
Para el pandeo torsional la tensión de pandeo elástico se puede calcular
utilizando la Ecuación C-C4-13. Para el pandeo torsional-flexional la Ecuación CC4-15 se puede usar para calcular la tensión de pandeo elástico. La siguiente
ecuación simplificada para determinar la tensión de pandeo torsional-flexional
elástico es una alternativa permitida por la Especificación AISI:
σσ
Fe = t ex
σ t + σex
Esta ecuación se basa en la siguiente relación de interacción dada por Pekoz y
Winter (1969a):
1
1 1
= +
Pn Px Pz
ó
1
1
1
=
+
Fe σex σ t
(C-C4-16)
(C-C4-17)
(C-C4-18)
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
C4.3 Secciones no simétricas
Para las secciones abiertas no simétricas el análisis del pandeo torsionalflexional se vuelve extremadamente tedioso a menos que su necesidad sea lo
suficientemente frecuente como para justificar el uso de programas de computación.
Para empezar, en vez de las ecuaciones cuadráticas es necesario resolver ecuaciones
de tercer grado. Además, el cálculo de las propiedades de la sección requeridas, en
particular Cw, se vuelve bastante complejo. En las Partes I y VII del Manual de
Diseño (AISI, 1996) y en el libro de Yu (1991) se presenta el método de cálculo. La
Sección C4.3 de la Especificación establece que cuando se trata de secciones
abiertas no simétricas el cálculo se debe efectuar de acuerdo con esta sección o bien
se deben realizar ensayos según el Capítulo F.
C4.4 Miembros comprimidos que tienen un ala unida al tablero o
revestimiento mediante sujetadores pasantes
Para perfiles C o Z cargados axialmente con una de sus alas unida a un tablero o
revestimiento y la otra no arriostrada, por ejemplo una correa de una cubierta o una
cinta de un tabique sometidas a fuerzas de compresión generadas por viento o
movimientos sísmicos, la capacidad de carga axial es menor que la de un miembro
totalmente arriostrado pero mayor que la de un miembro no arriostrado. La
restricción parcial relativa al pandeo respecto al eje débil es función de la rigidez
rotacional provista por las conexiones entre los paneles y las correas. La Ecuación
4.4-1 de la Especificación se utiliza para calcular la capacidad respecto al eje débil.
Esta ecuación no es válida para secciones unidas a cubiertas con juntas de plegado
saliente. La ecuación fue desarrollada por Glaser, Kaehler y Fisher (1994) y
también se basa en el trabajo contenido en los informes de Hatch, Easterling y
Murray (1990) y Simaan (1973).
En la Especificación no hay ninguna limitación para el máximo límite de
fluencia del perfil C o Z ya que la Ecuación C4.4-1 se basa en criterios de pandeo
elástico. La Especificación no contiene una limitación referida a la longitud mínima
porque la Ecuación C4.4-1 es conservadora para tramos de menos de 15 pies.
Como se indica en la Especificación, la capacidad de carga axial respecto al eje
resistente se determina suponiendo que el eje débil del miembro está arriostrado.
La capacidad axial determinante (respecto al eje débil o al eje resistente) se
puede utilizar en las ecuaciones para combinación de carga axial y flexión de la
Sección C5 de la Especificación (Hatch, Easterling y Murray, 1990).
C5
Combinación de carga axial y flexión
En la edición 1996 de la Especificación AISI se ampliaron los requisitos de diseño
para combinación de carga axial y flexión, incluyendo expresiones para el cálculo de
miembros sometidos a la combinación de tracción axial y flexión.
C5.1 Combinación de tracción axial y flexión
Los criterios de diseño incluidos en la Sección C5.1 de la Especificación son
requisitos nuevos. Estos requisitos se aplican para flexión y tracción axial
simultáneas. Si es posible que ocurra flexión sin la presencia de la carga de tracción
axial, el miembro también debe cumplir con los requisitos de la Sección C3 de la
89
90
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Especificación. Es necesario no sobreestimar la carga de tracción ya que hacerlo no
sería conservador.
C5.1.1 Método ASD
La Ecuación C5.1.1-1 de la Especificación proporciona un criterio de diseño
para impedir la fluencia del ala traccionada de un miembro sometido a una
combinación de tracción axial y flexión. La Ecuación C5.1.1-2 de la
Especificación proporciona un criterio de diseño para impedir la falla del ala
comprimida.
C5.1.2 Método LRFD
Al igual que para el método ASD, en la Sección C5.1.2 de la Especificación
se incluyen dos ecuaciones de interacción para el método LRFD. Las
Ecuaciones C5.1.2-1 y C5.1.2-2 se usan para impedir la falla del ala traccionada
y del ala comprimida, respectivamente.
C5.2 Combinación de compresión axial y flexión
Los miembros de acero conformado en frío sometidos a una combinación de
compresión axial y flexión generalmente se conocen como vigas-columnas. La
flexión puede ser el resultado de cargas excéntricas, cargas transversales o
momentos aplicados. Con frecuencia estos miembros se encuentran en estructuras
aporticadas, cerchas y montantes que forman parte de tabiques exteriores. Para
calcular estos miembros se han desarrollado ecuaciones para vigas-columnas
localmente estables e inestables en base a un análisis teórico riguroso verificado
utilizando los datos de ensayo disponibles (Pekoz, 1986a; Pekoz y Sumer, 1992).
El comportamiento estructural de las vigas-columnas depende de la forma y
dimensiones de su sección transversal, el punto de aplicación de la carga excéntrica,
la longitud de la columna, la condición de vínculo de los extremos y la condición de
arriostramiento.
C5.2.1 Método ASD
Cuando una viga-columna está sometida a una carga axial, P, y a momentos
en sus extremos, M, como se ilustra en la Figura C-C5.2-1(a), la tensión
combinada en compresión axial y flexión está dada por la Ecuación C-C5.2.1-1,
siempre que el miembro permanezca recto:
P M
f= +
A S
= fa + fb
donde
f
fa
fb
P
A
= tensión combinada en compresión
= tensión de compresión axial
= tensión de flexión en compresión
= carga axial aplicada
= superficie de la sección transversal
(C-C5.2.1-1)
91
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
M = momento flector
S = módulo resistente de la sección
P
P
M
Lb
M
B
C
M
P
(a)
A
M
P
(b)
Figura C-C5.2-1 Viga-columna sometida a cargas axiales y momentos
en los extremos
Se debe observar que cuando se calcula esta viga-columna utilizando el
método ASD la tensión combinada debe estar limitada por cierta tensión
admisible F, es decir,
fa + fb ≤ F
ó
fa fb
+ ≤ 1,0
F F
(C-C5.2.1-2)
Como se especifica en las Secciones C3.1 y C4 de la Especificación, el factor
de seguridad Ωc para el cálculo de los miembros comprimidos es diferente al
factor de seguridad Ωb para el cálculo de vigas. Por lo tanto, la Ecuación CC5.2.1-2 se puede modificar de la siguiente manera:
fa f b
+ ≤ 1,0
Fa Fb
(C-C5.2.1-3)
donde
Fa = tensión admisible para el cálculo de miembros comprimidos
Fb = tensión admisible para el cálculo de vigas
Si se utiliza la relación de resistencias en vez de la relación de tensiones, la
Ecuación C-C5.2.1-3 se puede escribir de la siguiente manera:
P M
+
≤ 1,0
Pa M a
donde
P = carga axial aplicada = Afa
Pa = carga axial admisible = AFa
(C-C5.2.1-4)
92
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
M = momento aplicado = Sfb
Ma = momento admisible = SFb
De acuerdo con la Ecuación C-A5.1.1-1,
P
Pa = n
Ωc
Ma =
Mn
Ωb
En estas ecuaciones Pn y Ωc se dan en la Sección C4 de la Especificación,
mientras que Mn y Ωb se dan en la Sección C3.1 de la Especificación.
Reemplazando las ecuaciones anteriores en la Ecuación C-C5.2.1-4 se puede
obtener la siguiente ecuación de interacción (Ecuación C5.2.1-3 de la
Especificación):
Ωc P Ω b M
+
≥ 1,0
Pn
Mn
(C-C5.2.1-5)
La Ecuación C-C5.2.1-4 es una ecuación de interacción conocida, que ha
sido adoptada en diferentes especificaciones para el cálculo de vigas-columnas.
Se la puede utilizar con razonable precisión para miembros cortos y miembros
sometidos a una carga axial relativamente pequeña. Se debe observar que en las
aplicaciones prácticas, cuando al miembro se le aplican momentos en los
extremos, éste se flexionará como se ilustra en la Figura C-C5.2-1(b) debido al
momento aplicado M y al momento secundario que resulta de la carga axial
aplicada P y la deflexión del miembro. El máximo momento flector a la mitad de
la longitud (punto C) se puede expresar como:
M max = ΦM
(C-C5.2.1-6)
donde
Mmax = máximo momento flector en la mitad de la longitud
M
= momentos aplicados en los extremos
Φ
= factor de magnificación
Se puede demostrar que el factor de magnificación Φ se puede calcular de la
siguiente manera:
Φ=
1
1 − P / PE
(C-C5.2.1-7)
donde PE es la carga de pandeo elástico de la columna (carga de Euler) =
π2EI/(KLb)2. Aplicando un factor de seguridad Ωc a PE la ecuación C-C5.2.1-7 se
puede escribir de la siguiente manera:
Φ=
1
1 − Ωc P / PE
(C-C5.2.1-8)
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
93
Si se utiliza el máximo momento flector Mmax en reemplazo de M, a partir de
las Ecuaciones C-C5.2.1-5 y C-C5.2.1-8 se puede obtener la siguiente ecuación
de interacción:
Ωc P
Ωb M
+
≤ 1,0
Pn
(1 − Ωc P / PE ) M n
(C-C5.2.1-9)
Se ha descubierto que la Ecuación C-C5.2.1-9, desarrollada originalmente
para miembros sometidos a una carga de compresión axial y momentos iguales
en sus extremos, se puede utilizar con precisión razonable para miembros
arriostrados con sus extremos no restringidos sometidos a una carga axial y a
una carga transversal uniformemente distribuida. Sin embargo, resultaría
conservadora para los miembros comprimidos en pórticos no arriostrados (con
desplazamiento lateral) y para miembros flexionados con curvatura inversa. Por
este motivo la ecuación de interacción dada por la Ecuación C-C5.2.1-9 se debe
modificar adicionalmente como se muestra en la Ecuación C-C5.2.1-10
aplicando un coeficiente Cm que considera el efecto de los momentos en los
extremos:
Ωc P Ω b Cm M
+
≤ 1,0
αM n
Pn
(C-C5.2.1-10)
Esta ecuación es la Ecuación C5.2.1-1 de la Especificación, en la cual α = 1 ΩcP/PE.
En la Ecuación C-C5.2.1-10 Cm se puede determinar para uno de los tres
casos definidos en la Sección C5.2.1 de la Especificación. Para el Caso 1 el
valor dado para Cm es 0,85. Para el Caso 2 Cm se puede calcular mediante la
Ecuación C-C5.2.1-11 para miembros comprimidos restringidos arriostrados
contra su traslación conjunta y no sometidos a cargas transversales:
C m = 0,6 − 0, 4
M1
M2
(C-C5.2.1-11)
donde M1/M2 es la relación entre el menor momento de extremo y el mayor
momento de extremo. Para el Caso 3 Cm se puede aproximar usando el valor
dado en los Comentarios AISC para la condición dada de carga transversal y
restricción de los extremos (AISC, 1989 y 1993).
Cuando el máximo momento se produce en puntos arriostrados, se debe
utilizar la Ecuación C-C5.2.1-12 (es decir, la Ecuación C5.2.1-2 de la
Especificación) para verificar el miembro en los extremos arriostrados.
Ωc P Ω b M
+
≤ 1,0
Pno
Mn
donde Pno es la carga axial nominal para KL/r = 0.
(C-C5.2.1-12)
94
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Además, para la condición de pequeña carga axial, generalmente la
influencia de Cm/α es pequeña y puede ser despreciada. Por lo tanto, cuando ΩcP
≤ 0,15Pn, se puede utilizar la Ecuación C-C5.2.1-5 para calcular vigas-columnas.
C5.2.2 Método LRFD
El método LRFD utiliza las mismas ecuaciones de interacción que el método
ASD, excepto que para las resistencias de cálculo se utilizan φcPn y φbMn.
Además, la resistencia axial requerida Pu y la resistencia flexional requerida Mu
se deben determinar a partir de cargas factoreadas de acuerdo con los requisitos
de la Sección A6.1.2 de la Especificación.
Se debe observar que, en comparación con la edición 1991 de la
Especificación AISI para LRFD, en la edición 1996 de la Especificación se
modificó la definición del factor α eliminando el término φc debido a que el
término PE es un valor determinístico y por lo tanto no requiere ningún factor de
resistencia.
Las ecuaciones de interacción usadas en la Sección C5.2.2 de la
Especificación son las mismas que las usadas en la Especificación AISI para
LRFD (AISI, 1991), pero son diferentes a las de la Especificación AISC para
LRFD (AISC, 1993) ya que no hay evidencia suficiente sobre las columnas de
acero conformado en frío que permita adoptar los criterios de LRFD de AISC.
C6
Miembros cilíndricos tubulares
Los miembros cilíndricos tubulares de pared delgada son secciones económicas
para los miembros comprimidos y torsionados porque poseen una elevada relación
entre su radio de giro y su superficie, el mismo radio de giro en todas las direcciones y
una gran rigidez torsional. Al igual que otros miembros comprimidos de acero
conformado en frío, los tubos cilíndricos se deben diseñar para lograr una seguridad
adecuada no sólo contra el pandeo global de columna sino también contra el pandeo
localizado. Es un hecho conocido que la clásica teoría de pandeo localizado para
cilindros comprimidos longitudinalmente sobrestima la resistencia real al pandeo y que
las inevitables imperfecciones y tensiones residuales reducen la resistencia real de los
tubos comprimidos radicalmente por debajo del valor teórico. Por este motivo, los
requisitos de diseño de AISI para pandeo localizado se basan en gran parte en
resultados experimentales.
Tensión de pandeo localizado
Considerando el comportamiento posterior al pandeo de los cilindros comprimidos
axialmente y la considerable influencia de las imperfecciones iniciales, los requisitos
de diseño incluidos en la Especificación AISI originalmente se basaban en la
representación gráfica de Plantema y en los resultados adicionales obtenidos por
Wilson y Newmark en la Universidad de Illinois (Winter, 1970) al ensayar cáscaras
cilíndricas.
A partir del ensayo de tubos comprimidos Plantema halló que la relación Fult/Fy
depende del parámetro (E/Fy)(t/D), donde t es el espesor de pared, D es el diámetro
promedio de los tubos y Fult es la tensión última o tensión de colapso. Como se ilustra
en la Figura C-C6-1, la línea 1 corresponde a la tensión de colapso por debajo del
95
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
límite de proporcionalidad, la línea 2 corresponde a la tensión de colapso entre el
límite de proporcionalidad y el límite de fluencia y la línea 3 representa la tensión de
colapso ocurriendo en el límite de fluencia. En el rango de la línea 3 no habrá pandeo
localizado antes de la fluencia. En los rangos 1 y 2 ocurre pandeo localizado antes de
llegar al límite de fluencia. Los tubos cilíndricos se deben diseñar de manera de
garantizar que no se produzca pandeo localizado.
Pandeo
elástico
A1 3
1,0
2
0,8
0,75
Fult
Fy
Fluencia
Pandeo inelástico
Ec. (C-C6-2)
B1
0,6
Ec. (C-C6-3)
1
0,4
0,2
Para D/t = 0,112 E/Fy
Para D/t = 0,441 E/Fy
0
0
2,27
2
4
6
 E

 Fy

Figura C-C6-1
8
8,93
10
12
 t 
 
 D 

Tensión crítica de los tubos cilíndricos para pandeo localizado
En base a un enfoque conservador, AISI especifica que cuando la relación D/t es
menor o igual que 0,112E/Fy el miembro tubular se debe diseñar para fluencia. Este
requisito se basa en el punto A1, para el cual (E/Fy)(t/D) = 8,93.
Cuando 0,112E/Fy < D/t < 0,441E/Fy, el cálculo de los miembros tubulares se basa
en los criterios de pandeo localizado inelástico. A los fines de desarrollar una ecuación
de diseño para pandeo inelástico, AISI seleccionó el punto B1 para representar el límite
de proporcionalidad. Para el punto B1:
E

 Fy
 t 
   = 2,27
 D 
Fult
= 0,75
Fy
(C-C6-1)
Usando la línea A1B1, la máxima tensión de los tubos cilíndricos se puede
representar de la siguiente manera:
E
Fult
= 0,037 
 Fy
Fy

 t 
   + 0,667
 D 
(C-C6-2)
96
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Cuando D/t ≥ 0,441E/Fy, la siguiente ecuación representa la Línea 1 para la tensión
de pandeo elástico localizado:
E
Fult
= 0,328 
 Fy
Fy

 t 
  
 D 
(C-C6-3)
En la Figura C-C6-2 se muestran las correlaciones entre los datos de ensayos
disponibles y las Ecuaciones C-C6-2 y C-C6-3. En la Especificación de 1986 se
modificó la definición del símbolo "D" pasando de "diámetro promedio" a "diámetro
exterior" para que fuera consistente con las prácticas generalizadas.
1,2
A1
1,0
0,8
Fult
Fy
B1
0,6
Ec. (C-C6-2)
0,4
Universidad de Illinois
Universidad Lehigh
Universidad de Tokio
Universidad de Alberta
Ec. (C-C6-3)
0,2
0
0
2
4
6
8
 E

 Fy

10
12
14
16
18
 t 
 
 D 

Figura C-C6-2 Correlación entre los datos de ensayo y los criterios de AISI para
pandeo localizado de tubos cilíndricos comprimidos axialmente
Al igual que otros requisitos de la Especificación, los requisitos de diseño para
miembros cilíndricos tubulares han sido combinados para los métodos ASD y LRFD.
Se debe observar que los requisitos de la Sección C6 de la especificación sólo son
aplicables para miembros que poseen una relación diámetro exterior / espesor de
pared, D/t, no mayor que 0,441E/Fy; esto se debe a que el cálculo de tubos
extremadamente delgados estará determinado por el pandeo elástico localizado, lo que
provocará diseños no económicos. Además, los miembros cilíndricos tubulares con
relaciones D/t inusualmente elevadas son muy sensibles a las imperfecciones
geométricas.
C6.1 Flexión
Para los cilindros flexionados de pared gruesa, la iniciación de la fluencia no
representa una condición de falla como la que habitualmente se supone para carga
axial. La falla ocurre en la capacidad de momento plástico que es al menos 1,29
veces el momento en la primera fluencia. Además, las condiciones para el pandeo
97
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
localizado inelástico no son tan severas como en la compresión axial debido al
gradiente de tensiones.
Las Ecuaciones C6.1-1, C6.1-2 y C6.1-3 se basan en el trabajo informado por
Sherman (1985) y un factor de forma mínimo supuesto igual a 1,25. Esta ligera
reducción del rango inelástico se ha introducido para limitar la tensión máxima de
flexión a 0,75Fy, un valor típicamente utilizado en el método ASD para secciones
macizas flexionadas. Esta reducción también acerca el criterio a un límite inferior
para el pandeo inelástico localizado. Se ha incluido un pequeño rango de pandeo
localizado elástico de manera que el límite superior de D/t igual a 0,441E/Fy es
igual que para compresión axial.
En la Figura C-C6.1-1 se grafican las tres ecuaciones para determinar la
resistencia nominal a la flexión de los miembros cilíndricos tubulares. Estas
ecuaciones se han utilizado en la Especificación AISI desde 1986 y se mantienen en
la Especificación de 1996. El factor de seguridad Ωb y el factor de resistencia φb
son los mismos utilizados en la Sección C3.1.1 de la Especificación para la
resistencia flexional de la sección.
1,6
1,4
Ec. C6.1-1 de la Especif.
1,25
1,2
Ec. C6.1-2 de la Especif.
1,0
Mn
My
Ec. C6.3-1 de la Especif.
0,8
0,75
0,6
0,4
0,2
0
D/t=
0,44 E/Fy
0
2
D/t=
0,319 E/F y
4
6
 E

 Fy

D/t=
0,70 E/F y
8
10
12
14
16
 t 
 
 D 

Figura C-C6.1-1 Resistencia nominal a la flexión de miembros cilíndricos tubulares
C6.2 Compresión
Cuando se utilizan tubos cilíndricos como miembros comprimidos con carga
axial la resistencia axial nominal se determina empleando la misma ecuación dada
en la Sección C4 de la Especificación, excepto que (1) la tensión nominal de
pandeo, Fe, se determina sólo para pandeo flexional y (2) la superficie efectiva, Ae,
se calcula mediante la Ecuación C-C6.2-1:
98
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
A e = 1 − (1 − R 2 ) (1 − A o / A )  A
donde
R = Fy / 2Fe
 0,037

Ao = 
+ 0,667  A ≤ A
 DFy / tE

y A = superficie de la sección transversal no reducida. El factor de seguridad Ωc y
el factor de resistencia φc son los mismos utilizados en la Sección C4 de la
Especificación para miembros comprimidos.
La Ecuación C-C6.2-3 se usa para calcular la superficie reducida debida al
pandeo localizado. Se deriva de la Ecuación C-C6-2 para tensión de pandeo
inelástico localizado (Yu, 1991).
C6.3 Combinación de flexión y compresión
Las ecuaciones de interacción presentadas en la Sección C5 de la Especificación
también se pueden utilizar para diseñar miembros cilíndricos tubulares cuando estos
miembros están sometidos a una combinación de flexión y compresión.
(C-C6.2-1)
(C-C6.2-2)
(C-C6.2-3)
99
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
D. CONJUNTOS ESTRUCTURALES
D1.
Secciones armadas
D1.1 Secciones compuestas por dos perfiles C
Con frecuencia las secciones doble T formadas conectando dos perfiles C alma
contra alma se utilizan como miembros comprimidos o flexionados. Los Casos (2)
y (8) de la Figura C-A1.2-2 y los Casos (3) y (7) de la Figura C-A1.2-3 muestran
diferentes secciones doble T armadas.
(a)
Miembros comprimidos
En las secciones doble T que se utilizarán como miembros comprimidos la
separación longitudinal de los conectores no debe ser mayor que el valor de
smax, calculado aplicando la Ecuación D1.1-1 de la Especificación. Esto
impide el pandeo flexional de los perfiles C individuales respecto al eje
paralelo al alma a una carga menor que aquella a la cual pandearía la
totalidad de la sección doble T. Este requisito se basa en el requisito que
establece que la relación de esbeltez de un perfil C individual entre
conectores, smax/rcy, no debe ser mayor que la mitad de la relación de esbeltez
correspondiente, L/rI, de la totalidad de la sección doble T (Winter, 1970; Yu,
1991). Así se toma en cuenta que uno de los conectores se puede aflojar o
volver inefectivo.
Aunque la Sección D1.1 de la Especificación sólo se refiere a secciones
doble T, la Ecuación D1.1-1 también se puede utilizar para determinar la
separación máxima de las soldaduras para miembros comprimidos de sección
tipo cajón construidas conectando dos perfiles C por los extremos de sus alas.
En este caso rI es el menor de los dos radios de giro de la sección tipo cajón.
(b)
Miembros flexionados
En las secciones doble T que se usarán como miembros flexionados la
separación longitudinal de los conectores está limitada por la Ecuación D1.12 de la Especificación. El primer requisito se selecciona como límite
arbitrario para impedir cualquier posible distorsión excesiva del ala superior
entre conectores. El segundo se basa en la resistencia y disposición de los
conectores y en la intensidad de la carga que actúa sobre la viga (Yu, 1991).
El segundo requisito para la separación máxima de los conectores requerido
por la Ecuación D1.1-2 de la Especificación se basa en que el centro de corte
del perfil C no coincide con el plano del alma ni está ubicado sobre dicho
plano; y que cuando se aplica una carga Q en el plano del alma ésta produce
un momento torsor Qm respecto a su centro de corte, como se ilustra en la
Figura C-D1.1-1. La tracción en el conector superior, Ts, se puede calcular
igualando el momento torsor Qm y el momento resistente Tsg, es decir
Qm = Ts g
(C-D1.1-1)
100
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Ts =
Qm
g
(C-D1.1-2)
Considerando que q es la intensidad de la carga y s es la separación de los
conectores como se indica en la Figura C-D.1.1-2, la carga aplicada es Q =
qs/2. La máxima separación smax usada en la Especificación se puede obtener
fácilmente sustituyendo el valor anterior de Q en la Ecuación C-D1.1-2 de
este Comentario. La determinación de la intensidad de la carga, q, se basa en
el tipo de carga aplicada a la viga.
Q
Ts
C.C.
m
g
Ts
Figura C-D1.1-1 Esfuerzo de tracción desarrollado en el conector superior de
un perfil C
s
g
s
Figura C-D1.1-2 Separación de los conectores
Además de las consideraciones anteriores sobre la resistencia requerida de las
conexiones, la separación de los conectores no debe ser tan grande como para
provocar una distorsión excesiva entre los conectores debida a la separación a
lo largo del ala superior. Teniendo en cuenta que los perfiles C están
conectados alma contra alma y están en contacto continuo a lo largo del ala
inferior, se puede utilizar una separación máxima de L/3. Considerando la
posibilidad de que uno de los conectores puede ser defectuoso, el primer
requisito de la Ecuación D1.1-2 de la Especificación es una separación
máxima smax = L/6.
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
D1.2 Separación de las conexiones en elementos comprimidos
Cuando los elementos comprimidos están unidos a otras partes de un miembro
armado mediante conexiones discontinuas los conectores deben estar poco
espaciados a fin de desarrollar la resistencia requerida del elemento conectado. La
Figura C-D1.2-1 muestra una viga tipo cajón fabricada conectando una lámina
plana a una sección tipo sombrero invertido. Si los conectores se colocan
adecuadamente esta lámina plana actuará como un elemento comprimido rigidizado
con un ancho, w, igual a la distancia entre las filas de conectores, y las propiedades
de la sección se pueden calcular para estas condiciones. Esta es la intención de los
requisitos de la Sección D1.2 de la Especificación.
La Sección D1.2(a) de la Especificación requiere que la resistencia al corte
necesaria sea provista por el mismo procedimiento normalizado de cálculo
estructural utilizado para calcular las conexiones de las alas en correas con planchas
abulonadas o soldadas o estructuras similares.
La Sección D1.2(b) de la Especificación garantiza que la parte de la plancha
plana entre dos conectores adyacentes no pandeará como una columna (ver Figura
C-D1.2-1) a una tensión menor que 1,67fc, siendo fc la tensión en el elemento
comprimido conectado correspondiente a carga de servicio (Winter, 1970; Yu,
1991). El requisito de AISI se basa en la siguiente ecuación de Euler para pandeo de
columnas:
σcr =
π2 E
(KL / r)2
sustituyendo σcr = 1,67fc; K = 0,6; L = s y r = t / 12 . Este requisito es conservador
porque la longitud se toma como la distancia entre centros y no como la distancia
libre entre conectores, y porque el coeficiente K se toma igual a 0,6 y no igual a 0,5
(valor teórico para una columna con sus extremos empotrados).
s
Figura C-D1.2-1 Separación de los conectores en una sección compuesta
La Sección D1.2(c) garantiza una separación satisfactoria a fin de que una fila de
conectores actúe como una línea de rigidización continua para la lámina plana bajo
la mayoría de las condiciones (Winter, 1970; Yu, 1991).
D2
Sistemas mixtos
Cuando se utilizan miembros de acero conformado en frío junto con otros
materiales de construcción también se deben satisfacer los requisitos de diseño de la
especificación aplicable para el otro material.
101
102
D3
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Arriostramiento lateral
En la edición 1986 de la Especificación se ampliaron los requisitos para el diseño
del arriostramiento a fin de incluir un requisito general referido al arriostramiento de
vigas y columnas simétricas y requisitos específicos para el cálculo de cubiertas
sometidas a cargas gravitatorias. Estos requisitos se mantienen en la edición 1996 de la
Especificación, con algunas revisiones de la Sección D3.2.2 sobre el número de
riostras requerido.
D3.1 Vigas y columnas simétricas
No existe ninguna técnica sencilla y de aceptación generalizada para determinar
la resistencia requerida y la rigidez de las riostras discretas utilizadas en las
construcciones de acero. Winter (1960) presentó una solución parcial y otros
investigadores han profundizado sus conocimientos (Haussler, 1964; Haussler y
Pahers, 1973; Lutz y Fisher, 1985; Salmon y Johnson, 1990; Yura, 1993; SSRC,
1993). Se aconseja al calculista consultar las referencias mencionadas donde
obtendrá lineamientos para el cálculo de una riostra o de un sistema de
arriostramiento.
D3.2 Perfiles C y Z utilizados como vigas
A menos que se dispongan apoyos laterales adecuados, los perfiles C y Z
utilizados como vigas soportando cargas transversales aplicadas en el plano del
alma se pueden torsionar y deformar lateralmente. La primera subsección (Sección
D3.2.1) trata los requisitos de arriostramiento para el caso que una ala de la viga
esté conectada a un tablero o material de revestimiento. La segunda subsección
(Sección D3.2.2) trata los requisitos de separación y diseño de las riostras para el
caso en que ninguna de las alas de la viga está arriostrada por un tablero o material
de revestimiento.
D3.2.1 Anclaje del arriostramiento para cubiertas sometidas a cargas
gravitatorias que poseen el ala superior conectada al
revestimiento
A menos que se proporcione un sistema externo de anclaje, las cubiertas de las
construcciones metálicas tienden a moverse lateralmente. Este anclaje o restricción
puede consistir en miembros unidos a la correa en puntos discretos a lo largo del
tramo y diseñados para soportar las fuerzas necesarias para impedir el movimiento
lateral del sistema. Las reglas de cálculo para los sistemas de cubierta apoyados en
correas en forma de Z se basan en un modelo de rigidez elástico de primer orden
(Murray y Elhouar, 1985). Para el cálculo del arriostramiento lateral se pueden
utilizar las Ecuaciones D3.2.1-1 a D3.2.1-6 de la Especificación para determinar las
fuerzas de restricción para sistemas de un solo tramo o de múltiples tramos con
riostras en diferentes ubicaciones. Estas ecuaciones están expresadas en términos de
las dimensiones de la sección transversal de las correas, del número de líneas de
correas, de la longitud de tramo en el caso de sistemas de múltiples tramos y de la
carga total aplicada al sistema. La exactitud de estas ecuaciones de diseño fue
verificada por Murray y Elhouar usando sus resultados experimentales de seis
prototipos y 33 ensayos a escala 1:4.
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
En la edición 1986 de la Especificación AISI para ASD y en la edición 1991 de
la Especificación AISI para LRFD, las ecuaciones para determinar la fuerza de
arriostramiento incluidas en la Sección D3.2.1(b) se restringían exclusivamente a
sistemas de cubierta unidos mediante sujetadores pasantes. Los resultados de siete
ensayos realizados en un solo tramo y seis ensayos realizados en múltiples tramos
de sistemas de cubierta con juntas de plegado saliente han demostrado que las
Ecuaciones D3.2.1-1 a D3.2.1-6 de la Especificación también son aplicables para
este tipo de cubiertas (Rivard y Murray, 1986). Además, la Sección D3.2.1(b) de las
ediciones anteriores de la Especificación requerían que el sistema de cubierta
tuviera una rigidez como diafragma de al menos 2000 lb/in. (350 N/mm) en el caso
de los perfiles Z. Debido a que el máximo desplazamiento lateral del ala superior
con respecto a los puntos de reacción de la correa está limitado y no debe ser mayor
que L/360, el requisito de una rigidez mínima como diafragma no es necesario. Por
lo tanto, en la edición 1996 de la Especificación se eliminó este requisito.
D3.2.2 Ninguna de las alas conectadas al revestimiento
(a)
Arriostramiento de perfiles C que actúan como vigas
Cuando se utilizan perfiles C individuales como vigas (en vez de utilizarlas
de a pares formando secciones doble T) es necesario arriostrarlas a intervalos
para impedir que roten de la manera indicada en la Figura C-D3.2.2-1. Por
motivos de simplicidad la Figura C-D3.2.2-2 ilustra dos perfiles C
arriostradas entre sí a intervalos. Evidentemente esta situación es similar a la
de la sección doble T compuesta de la Figura C-D1.1-2, excepto que la
función de los conectores ahora es desempeñada por las riostras. La
diferencia es que los dos perfiles C no están en contacto y que en general la
separación de las riostras es considerablemente mayor que la separación de
los conectores. En consecuencia, cada perfil C en realidad puede rotar muy
levemente entre las riostras, lo que provocará tensiones adicionales que se
superponen con las tensiones habituales de la flexión simple. El
arriostramiento se debe disponer de manera que: (1) estas tensiones
adicionales sean lo suficientemente pequeñas como para no reducir la
capacidad portante del perfil C (en comparación con la capacidad que tendría
si estuviera arriostrada de manera continua); y (2) las rotaciones se deben
mantener lo suficientemente pequeñas como para no resultar objetables, en el
rango de 1 a 2 grados.
Q
Q
m
C.C.
V
Figura C-D3.2.2-1
Rotación de perfiles C utilizados como vigas
103
104
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
a
Figura C-D3.2.2-2
Dos perfiles C arriostrados uno contra otro a intervalos
Con el objetivo de obtener información sobre la cual desarrollar adecuados
requisitos de arriostramiento, en la Universidad de Cornell se ensayaron
diferentes perfiles C (Winter, 1970). Cada uno de ellos fue ensayado con
arriostramiento continuo total; sin ningún arriostramiento; y con
arriostramiento intermedio con dos separaciones diferentes. Además de estos
trabajos experimentales se desarrolló un método de análisis aproximado que
se verificó contra los resultados de los ensayos. Winter, Lansing y McCalley
presentaron un resumen de estos trabajos (1949b). En esta bibliografía se
indica que los requisitos anteriores se satisfacen para la mayoría de las
distribuciones de cargas si entre los apoyos se colocan no menos de tres
riostras equidistantes (es decir, en los puntos correspondientes a los cuartos
del tramo o con una separación menor). La excepción es para el caso en el
cual una gran parte de la carga total que actúa sobre la viga está concentrada
en una pequeña porción del tramo; en este caso se debe colocar una riostra
adicional en el punto de aplicación de dicha carga. De acuerdo con esto, las
ediciones anteriores de la Especificación AISI (AISI, 1986; AISI, 1991)
disponían que la distancia entre riostras no debía ser mayor que un cuarto de
la longitud del tramo. También definían las condiciones bajo las cuales era
necesario colocar una riostra adicional en un punto de concentración de
cargas.
Para que estas riostras sean efectivas no sólo es necesario limitar su
separación adecuadamente, sino que además su resistencia debe ser suficiente
para proporcionar la fuerza requerida para impedir la rotación del perfil C.
Por lo tanto, también es necesario determinar las fuerzas que actuarán en las
riostras, tales como las fuerzas ilustradas en la Figura C-D3.2.2-3. Estas son
las fuerzas que se obtienen si se considera que la acción de una carga
aplicada en el plano del alma (que provoca un momento torsor Qm) es
equivalente a la de la misma carga aplicada en el centro de corte (donde no
provoca momento torsor) más dos fuerzas P = Qm/d que juntas producen el
mismo momento torsor Qm. Como se muestra en la Figura C-D3.2.2-4 y más
detalladamente en el trabajo de Winter, Lansing y McCalley, cada mitad del
canal se puede considerar como una viga continua cargada con las fuerzas
horizontales y apoyada en los puntos de arriostramiento. La fuerza horizontal
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
sobre la riostra es simplemente la reacción de esta viga continua. Los
requisitos de la Sección D3.2.2 de la Especificación representan una
aproximación sencilla y conservadora para determinar estas reacciones, las
cuales son iguales a la fuerza PL que debe resistir la riostra en cada ala.
Q
P=Qm
d
m
Q
C.C.
d
V
V
P=Qm
d
Figura C-D3.2.2-3
Fuerzas laterales aplicadas a un perfil C
Q
P
a
Figura C-D3.2.2-4
(b)
Mitad del perfil C tratada como una viga continua cargada
con fuerzas horizontales
Arriostramiento de perfiles Z que actúan como vigas
La mayoría de los perfiles Z son antisimétricos con respecto a los ejes
baricéntricos verticales y horizontales, es decir, presentan simetría puntual.
Por este motivo el baricentro y el centro de corte coinciden y están ubicados
en el punto medio del alma. Por lo tanto, una carga aplicada en el plano del
alma no tiene brazo de palanca con respecto al centro de corte (m = 0) y no
tiende a producir el tipo de rotación que produciría una carga similar en un
perfil C. Sin embargo, en los perfiles Z los ejes principales son oblicuos con
respecto al alma (Figura C-D3.2.2-5). Una carga aplicada en el plano del
alma, resuelta en la dirección de los dos ejes, produce deflexiones en cada
una de estas direcciones. Proyectando estas deflexiones sobre los planos
vertical y horizontal se puede ver que un perfil Z que actúa como una viga
cargado verticalmente en el plano del alma no sólo se deforma verticalmente
sino también horizontalmente. Si se permite que ocurran esta deformación,
las cargas (que se desplazan lateralmente junto con la viga) ya no están en el
mismo plano que las reacciones en los extremos. En consecuencia, las cargas
producen un momento torsor con respecto a la línea que une las reacciones.
105
106
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Se puede ver que un perfil Z que actúa como una viga, no arriostrado entre
sus extremos y cargado en el plano del alma se deforma lateralmente y
también se torsiona. No sólo es probable que estas deformaciones interfieran
con el correcto funcionamiento de la viga, sino que las tensiones adicionales
que provocan llevan a la falla a una carga considerablemente menor que si la
misma viga estuviera totalmente arriostrada.
2
-y
1
-x
+x
1
+y
Figura C-D3.2.2-5
2
Ejes principales de un perfil Z
Con el objetivo de obtener información sobre la cual desarrollar adecuados
requisitos de arriostramiento, en la Universidad de Cornell se ensayaron tres
tipos diferentes de perfiles Z, no arriostrados y también con riostras
intermedias con diversas separaciones. También se desarrolló un método de
análisis aproximado que se verificó contra los resultados de los ensayos.
Zetlin y Winter (1955b) presentaron un resumen de estos trabajos. En pocas
palabras, se demuestra que los perfiles Z con arriostramiento intermitente que
actúan como vigas se pueden analizar de manera muy similar a la utilizada
para secciones tipo canal con arriostramiento intermitente. Simplemente es
necesario aplicar una carga horizontal ficticia P = Q(Ixy/Ix) en el punto de
cada carga vertical real Q. Luego se pueden calcular las deformaciones
verticales y horizontales y las tensiones correspondientes de la manera
convencional utilizando los ejes x e y (en vez de los ejes 1 y 2 de la Figura CD3.2.2-5), excepto que para la sección es necesario utilizar ciertas
propiedades modificadas.
De este modo se ha demostrado que en lo que se refiere a la ubicación de las
riostras los mismos requisitos que se aplican para los perfiles C que actúan
como vigas también son adecuados para los perfiles Z que actúan como
vigas. También en este caso las fuerzas en las riostras se obtienen como
reacciones de vigas continuas cargadas horizontalmente con cargas ficticias
P.
(c)
Separación de las riostras
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Durante el período comprendido entre 1956 y 1996 la Especificación AISI
requería que las riostras estuvieran unidas tanto al ala superior como al ala
inferior de la viga, en los extremos y a intervalos no mayores que un cuarto
de la longitud del tramo, de manera tal de impedir el vuelco en los extremos
y la deformación lateral de cualquiera de las alas en cualquier dirección en
las riostras intermedias. Las ecuaciones para pandeo lateral dadas en la
Sección 3.1.2 de la Especificación se pueden utilizar para predecir la
capacidad de momento del miembro. Ensayos recientes realizados por
Ellifritt, Sputo y Haynes (1992) han demostrado que para las secciones
habituales una riostra colocada a la mitad del tramo puede reducir las
deformaciones horizontales y rotaciones bajo cargas de servicio en hasta un
80 por ciento con respecto a una sección totalmente no arriostrada. Sin
embargo, el efecto de las riostras puede modificar el modo de falla, pasando
de pandeo lateral-torsional a pandeo distorsional del ala y el labio rigidizador
en un punto de arriostramiento. Bajo carga vertical el miembro tiene una
tendencia natural a rotar y trasladarse de manera tal de aliviar la compresión
en el labio. Cuando las riostras intermedias impiden este movimiento la
compresión en el labio rigidizador no se alivia, y hasta es posible que
aumente. En este caso se puede producir pandeo distorsional a cargas
menores que las pronosticadas por las ecuaciones para pandeo lateral de la
Sección C3.1.2 de la Especificación.
Las investigaciones (Ellifritt, Sputo y Haynes, 1992) también han demostrado
que las ecuaciones para pandeo lateral de la sección C3.1.2 de la
Especificación pronostican cargas que son conservadoras cuando se utiliza
una riostra a la mitad de la longitud pero pueden no ser conservadoras cuando
se utiliza más de una riostra intermedia. En base a estos descubrimientos
experimentales, en 1996 se revisó la Sección D3.2.2 de la Especificación
para eliminar el requisito que exigía arriostramiento en los puntos
correspondientes a los cuartos del tramo. Se sugiere que se utilice al menos
una riostra a la mitad del tramo en los perfiles C y Z empleados como vigas
para controlar la deformación y la rotación bajo cargas de servicio. La
resistencia al pandeo lateral se debe determinar según la Sección C3.1.2 de la
Especificación, usando la distancia entre líneas de riostras "a" como longitud
no arriostrada del miembro "L" en todas las ecuaciones de diseño. En
cualquier caso como alternativa está permitido que el usuario realice ensayos
de acuerdo con la Sección F1 de la Especificación, o bien que realice un
análisis riguroso que tome en cuenta la flexión biaxial y la torsión.
La Sección D3.2.2 de la Especificación da las fuerzas laterales para las cuales
se deben calcular estas riostras discretas.
La Especificación permite omitir las riostras discretas cuando todas las
cargas y reacciones que actúan sobre una viga se transmiten a través de
miembros que se unen a la sección de manera tal que restringen eficazmente
la sección contra su rotación torsional y desplazamiento lateral. A menudo
este es el caso en los tabiques extremos de las construcciones metálicas.
D3.3 Vigas tipo cajón sin arriostramiento lateral
107
108
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Las vigas tipo cajón son más estables lateralmente que las secciones de una sola
alma con la misma relación profundidad-ancho. La Sección D3.3 de la
Especificación establece que cuando la relación entre la longitud sin arriostramiento
lateral y la distancia entre las almas de la sección (L/b) no es mayor que 0,086E/Fy
se pueden utilizar secciones tipo cajón sin ninguna reducción de la resistencia por el
pandeo lateral. Este requisito se basa en las publicaciones de Winter (Winter, 1944
y 1970), las cuales indican que en las vigas tipo cajón la tensión de falla
prácticamente no se ve afectada por el pandeo lateral para relaciones L/b de hasta
100 si se trata de un acero con un punto de fluencia de 33 ksi (228 MPa). En base a
este criterio de diseño, cuando las vigas tipo cajón están flexionadas respecto al eje
mayor, la longitud sin arriostramiento lateral no debería ser mayor que
aproximadamente 75 veces la distancia entre las almas para un acero con Fy = 33
ksi (228 MPa). Este enfoque conservador es idéntico al de la edición anterior de la
Especificación AISI.
D4
Montantes y conjuntos de montantes que integran un tabique
Es un hecho conocido que la resistencia de una columna puede aumentar
considerablemente si está arriostrada adecuadamente, aún cuando el arriostramiento
sea relativamente flexible. Esto es particularmente cierto para las secciones que
habitualmente se utilizan como montantes que integran un tabique portante con
relaciones Ix/Iy elevadas.
Los montantes de acero conformado en frío de sección doble T, C, Z o tipo cajón
generalmente se utilizan en los tabiques con sus almas perpendiculares a la superficie
del tabique. Los tabiques pueden ser de diferentes materiales, tales como tableros de
fibra, tableros de pulpa reconstituida, madera laminada o paneles de yeso. Si el
material de los tabiques tiene resistencia suficiente y la unión entre el material de los
tabiques y los montantes es adecuada para brindarle apoyo lateral a los montantes, el
material de los tabiques puede contribuir a la economía estructural incrementando
sustancialmente la resistencia utilizable de los montantes.
A fin de determinar los requisitos necesarios para proporcionarles un apoyo lateral
adecuado a los montantes del tabique, en la década del 40 Green, Winter y Cuykendall
(1947) realizaron investigaciones teóricas y experimentales. El estudio abarcó 102
ensayos sobre montantes y 24 ensayos sobre diferentes materiales utilizados para
tabiques. En base a los hallazgos de este trabajo previo AISI desarrolló requisitos para
el cálculo de los montantes que integran un tabique.
Durante la década del 70 el comportamiento estructural de las columnas
arriostradas mediante diafragmas de acero fue un tema especial estudiado en la
Universidad de Cornell y otras instituciones. Las nuevas investigaciones sobre los
montantes arriostrados que integran un tabique indicaron que el arriostramiento que le
proporcionan a los montantes los paneles de acero es de tipo diafragma de corte y no
de tipo lineal, como se creía en el estudio de 1947. Los trabajos de Simaan (1973) y
Simaan y Pekoz (1976), los cuales fueron resumidos por Yu (1991), contienen
procedimientos para calcular la resistencia de los perfiles C y Z utilizados como
montantes en un tabique y arriostrados por los materiales del revestimiento. La acción
de arriostramiento se debe tanto a la rigidez al corte como a la restricción de la rotación
proporcionada por el material del revestimiento. El tratamiento dado por Simaan
(1973) y por Simaan y Pekoz (1976) es bastante general e incluye el caso de los
montantes arriostrados tanto en una como en ambas alas. Sin embargo, los requisitos
de la Sección D4 de la Especificación AISI de 1980 sólo trataban el caso más simple
posible correspondiente a idéntico material de revestimiento a ambos lados del
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
montante. Por motivos de simplicidad se consideraba sólo la restricción debida a la
rigidez al corte del material del revestimiento.
En 1989 el Anexo a la Especificación AISI incluyó las limitaciones de diseño del
Comentario e introdujo los ensayos sobre columna corta y/o el análisis racional para el
cálculo de montantes con perforaciones (Davis y Yu, 1972; Rack Manufacturers
Institute, 1990).
En 1996 se revisaron los requisitos de diseño para permitir (a) el diseño todo de
acero y (b) el diseño arriostrado por el revestimiento de los montantes que integran un
tabique con alas macizas o perforadas. Para que el diseño todo de acero sea efectivo, el
revestimiento debe mantener su resistencia de cálculo y su integridad durante la
totalidad de la vida útil del tabique. Se debe tener particular cuidado cuando se utilizan
revestimientos de yeso en ambientes húmedos. Los valores correspondientes al yeso
indicados en la Tabla D4 de la Especificación se basan en condiciones de uso seco.
D4.1 Montantes de tabiques comprimidos
Los requisitos de esta sección de la Especificación se incluyen para impedir tres
posibles modos de falla. El requisito (a) es para pandeo de columna entre
sujetadores (Figura C-D4.1-1) aún si falta uno de los sujetadores o si hay un
sujetador no efectivo. El requisito (b) contiene ecuaciones para las tensiones críticas
para el pandeo global de la columna (Figura C-D4.1-2). Para estos requisitos es
fundamental la magnitud de la rigidez al corte del material de revestimiento. En la
Especificación hay una tabla de valores y una ecuación que permiten determinar la
rigidez al corte. Estos valores se basan en los ensayos a pequeña escala descritos
por Simaan (1973) y por Simaan y Pekoz (1976). Para otros tipos de materiales los
parámetros del revestimiento se pueden determinar aplicando los procedimientos
descritos en estas referencias.
P
6s
s
P
y
x
x
y
Figura C-D4.1-1 Pandeo de montantes entre sujetadores totalmente efectivos
109
110
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
P
Separación de
los montantes
Superficie tributaria del
material del tabique
Separación de
los montantes
P
Figura C-D4.1-2 Pandeo global de columna de los montantes
El requisito (c) es para garantizar que el revestimiento tenga suficiente
capacidad de deformación. El procedimiento implica suponer un valor para la
tensión última y verificar si la deformación por corte a la carga correspondiente a la
tensión última supera la deformación por corte admisible del material del
revestimiento. En principio este es un método de aproximaciones sucesivas. Sin
embargo, esta iteración no es necesaria si se verifica el menor entre Fe (requisito
(a)) y σCR (requisito (b)) y se demuestra que es satisfactorio.
En la Especificación 1986 se eliminó el método del factor Q para tratar los
efectos del pandeo localizado. Se recomendó el enfoque de hallar la tensión de
pandeo global en base a la sección no reducida. La carga última se determinaba
multiplicando la tensión de pandeo por la superficie efectiva determinada a la
tensión de pandeo.
En el Anexo de 1989 los factores de longitud efectiva Kx, Ky y Kt fueron
eliminados de las Ecuaciones D4.1-8, D4.1-10 y D4.1-11, respectivamente. Esto es
consistente con la Edición 1980 de la Especificación. Incluir los factores de
longitud efectiva podría llevar a diseños no conservadores cuando hay
arriostramiento tanto por el revestimiento como por barras o perfiles C. Las
ecuaciones se basan en ensayos realizados con arriostramiento exclusivamente por
el revestimiento.
El enfoque para determinar las superficies efectivas de acuerdo con la Sección
D4(a) de la Especificación actualmente se está utilizando en la Especificación RMI
(Rack Manufacturers Institute, 1990) para el cálculo de columnas perforadas y fue
verificado exhaustivamente para este tipo de estructuras como lo informó Pekoz
(1988a). La validez de este enfoque para los montantes que integran un tabique fue
verificado en un proyecto de la Universidad de Cornell sobre montantes en tabiques
informado por Miller y Pekoz (1989 y 1994).
Las limitaciones incluidas en la Sección D4(a) de la Especificación con respecto
al tamaño y la separación de las perforaciones y la profundidad de los montantes se
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
basan en los parámetros empleados en el programa de ensayos. La superficie
efectiva, Ae, de las secciones con perforaciones que no satisfacen estas limitaciones
se puede determinar mediante ensayos sobre columnas cortas.
En la Especificación el alma se define como el elemento componente de la
sección perpendicular al tabique, mientras que el ala es paralela al plano del
tabique.
Los montantes con revestimiento en una sola ala, o con revestimientos diferentes
en ambas alas, o que poseen una restricción contra la rotación que no es
despreciable, o que presentan cualquier combinación de estas condiciones, se
pueden diseñar de acuerdo con los mismos principios básicos de análisis utilizados
para derivar los requisitos de esta sección (Simaan y Pekoz, 1976).
Se debe observar que en la edición 1996 de la Especificación AISI se utiliza un
factor de seguridad constante igual a 1,80 para la secciones D4.1(a), D4.1(b) y
D4.1(c). De esta manera se logra consistencia con la Sección C4 en lo que se refiere
al cálculo de miembros comprimidos con carga concéntrica.
D4.2 Montantes de tabiques flexados
Los requisitos de diseño para montantes de tabiques flexados de la
Especificación de 1986 se mantienen en la edición 1996 de la Especificación,
excepto que la nota al pie referida a los casos poco habituales se ha trasladado a la
Sección D4.1 del Comentario. Se debe observar que la resistencia nominal a la
flexión de los montantes que integran un tabique se determina mediante el enfoque
del "diseño todo de acero" despreciando la contribución estructural del material del
revestimiento unido al tabique.
D4.3 Montantes de tabiques sometidos a carga axial y flexión
Las ecuaciones generales de interacción de la Sección C5 de la Especificación
también son aplicables para los montantes que integran un tabique, excepto que la
resistencia nominal a la flexión se debe evaluar excluyendo las consideraciones
sobre pandeo lateral.
D5
Construcción de diafragmas de acero para losas, cubiertas o tabiques
En la construcción de edificios una práctica habitual ha sido diseñar un sistema de
arriostramiento independiente para resistir las cargas horizontales debidas al viento,
explosiones o movimientos sísmicos. Sin embargo, los paneles de losa y cubierta de
acero (con o sin relleno de hormigón), además de su resistencia cuando actúan como
vigas bajo cargas gravitatorias, son capaces de resistir cargas horizontales si están
adecuadamente interconectadas entre sí y al pórtico resistente. Esto significa que si se
utilizan las losas y cubiertas de acero de manera efectiva es posible eliminar los
sistemas de arriostramiento independiente y por lo tanto reducir los costos de la
construcción. Por este mismo motivo, los tabiques pueden ser no sólo un cerramiento
resistente a cargas normales sino que también pueden actuar como diafragmas en su
propio plano.
El comportamiento estructural de una construcción con diafragmas se puede evaluar
ya sea mediante cálculos o ensayos. Existen diferentes procedimientos analíticos
resumidos en la bibliografía (Steel Deck Institute, 1988; Department of Army, 1985; y
ECCS, 1977). El comportamiento ensayado se mide mediante los procedimientos de la
Norma ASTM E455 (Standard Method for Static Load Testing of Framed Floor, Roof
111
112
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
and Wall Diaphragm Construction for Buildings). Yu (1991) presenta una discusión
general del comportamiento de los diafragmas estructurales.
Los factores de seguridad y factores de resistencia requeridos en la Especificación
se basan en estudios estadísticos de las resistencias nominales y medias obtenidas de
ensayos a escala real (Steel Deck Institute, 1981). El estudio concluyó que es más
simple controlar la calidad de los conectores mecánicos que la de las uniones soldadas.
La variación de la resistencia de los conectores mecánicos es menor que la de las
uniones soldadas, y por lo tanto su comportamiento es más predecible. Esto significa
que para las uniones mecánicas se justifica un menor factor de seguridad, o un mayor
factor de resistencia.
Los factores de seguridad para las cargas sísmicas son ligeramente mayores que los
utilizados para cargas de viento; esto se debe a la ductilidad que demandan las cargas
sísmicas. Los factores de seguridad para las combinaciones de cargas que no
involucran cargas sísmicas ni cargas de viento deben ser mayores que los
correspondientes a combinaciones de cargas que sí involucran cargas sísmicas o de
viento, por lo tanto la Especificación incluye factores de seguridad adecuados. Los
factores de resistencia también fueron determinados de manera similar.
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
E.
UNIONES Y CONEXIONES
E1
Requisitos generales
Las soldaduras, bulones, tornillos, remaches y otros dispositivos especiales tales
como costuras y adhesivos para metal son los medios de unión más difundidos en las
construcciones de acero conformado en frío (Brockenbrough, 1995). El Capítulo E de
la edición 1996 de la Especificación AISI contiene requisitos para las uniones
soldadas, uniones abulonadas y uniones atornilladas. Los requisitos de diseño para el
empleo de tornillos fueron desarrollados en 1993 y por primera vez se incluyen en esta
edición de la Especificación. Las siguientes observaciones tratan la aplicación de
remaches y otros dispositivos especiales:
(a)
Remaches
Aunque el remachado en caliente es poco utilizado en las construcciones de
acero conformado en frío, el remachado en frío está considerablemente
difundido, particularmente en formas especiales tales como remaches ciegos
(para su aplicación desde un solo lado), remaches tubulares (para incrementar la
superficie portante), remaches de corte elevado y remaches explosivos. Para el
cálculo de uniones remachadas en frío a modo de guía se pueden utilizar los
requisitos de AISI para uniones abulonadas, excepto que la resistencia al corte
de los remaches puede diferir considerablemente de la resistencia al corte de los
bulones. Se puede obtener información adicional sobre la resistencia de los
remaches consultando a sus fabricantes o realizando ensayos.
(b)
Dispositivos especiales
Los dispositivos especiales incluyen: (1) costuras metálicas para las cuales se
utilizan herramientas especialmente desarrolladas similares a las engrampadoras
comunes de oficina y (2) uniones por medio de herramientas especiales que
estiran las planchas para formar proyecciones que se encastran.
La mayoría de estas conexiones son dispositivos patentados; la información
sobre su resistencia se debe obtener de los fabricantes o a partir de ensayos
realizados o encargados por el usuario. Para estos ensayos se deben utilizar los
lineamientos dados en el Capítulo F de la Especificación.
Si en los planos de diseño no está detallada cada una de las conexiones, los
planos y/o especificaciones técnicas deben contener información adecuada y
datos sobre los requisitos de diseño para diseñar adecuadamente los detalles de
cada conexión.
Los requisitos para el cálculo por ASD de la Edición 1996 de la Especificación
AISI para uniones soldadas y abulonadas se basan en la edición 1986 de la
Especificación, con algunas revisiones y adiciones que se discutirán en las secciones
siguientes, mientras que los requisitos para el cálculo por LRFD se basan en la edición
1991 de la Especificación. En lo que se refiere al método LRFD, los factores de
resistencia fueron derivados para un índice de confiabilidad meta β 0 = 3,5 para las
uniones sometidas a cargas gravitatorias. Para la resistencia a la tracción de los
conectores utilizados para unir tableros de cubierta y paneles de tabiques a correas y
113
114
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
cintas, para determinar los factores φ se consideraron dos casos, es decir, (1) 1,2D +
1,6L con β 0 = 3,5 y (2) 1,17W - 0,9D con β 0 = 2,5. El Caso (2) representa las cargas
que actúan en sentidos contrarios conforme a la combinación de cargas (6) de la
Sección A6.1.2 de la Especificación, con la aplicación de un factor de reducción igual
a 0,9 para el factor de carga correspondiente a la carga de viento nominal en base a la
excepción de la Sección A6.1.2 (AISI, 1996). Los tornillos con carga de levantamiento
debida al viento también se pueden diseñar para un índice de confiabilidad meta β 0 =
2,5. Otros datos estadísticos para desarrollar los criterios de AISI para el diseño de
conexiones por LRFD fueron documentados por Hsiao, Yu y galambos (1998a) y
resumidos en el Manual de Diseño para LRFD (AISI, 1991).
E2
Uniones soldadas
Las soldaduras usadas en las construcciones de acero conformado en frío se pueden
clasificar como soldaduras por fusión (o soldaduras por arco) y soldaduras de
resistencia. Las soldaduras por fusión se utilizan para conectar entre sí los miembros de
acero conformado en frío y también para conectar estos miembros a pórticos de acero
laminado en caliente (como en las uniones de los paneles que forman las losas a las
vigas de un pórtico de acero). Se utilizan en soldaduras de ranura, puntos de soldadura
por arco, cordones de soldadura por arco, soldaduras de filete y soldaduras de ranura
biselada.
Los requisitos de diseño contenidos en esta Especificación para las uniones
soldadas por fusión se basan fundamentalmente en evidencia experimental obtenida a
partir de un extenso programa de ensayos realizado en la Universidad de Cornell. Los
resultados de este programa fueron informados por Pekoz y McGuire (1979) y
resumidos por Yu (1991). Estos requisitos cubren todos los modos de falla posibles,
mientras que los requisitos anteriores se ocupaban fundamentalmente de la falla por
corte.
En la mayoría de los ensayos informados por Pekoz y McGuire (1979) el inicio de
la fluencia no estaba bien definido o estaba muy próximo a la falla. Por lo tanto, en los
requisitos de esta sección se utiliza la rotura y no la fluencia como criterio de falla por
ser un criterio más confiable.
Además, las investigaciones de Cornell proporcionaron la base experimental para el
Código AWS de Soldadura Estructural para Planchas de Acero (AWS, 1989). En la
mayoría de los casos los requisitos del Código AWS coinciden con esta sección de la
Especificación.
Los ensayos de las uniones soldadas que sirvieron de base para los requisitos de las
Secciones E2.1 a E2.5 de la Especificación fueron realizados en secciones con una sola
plancha o con doble plancha. Ver la Figura E2.2 de la Especificación. El mayor
espesor total de las platabandas fue de aproximadamente 0,15 in. (3,81 mm). Sin
embargo, en la Especificación AISI se extendió la validez de las ecuaciones a las
uniones soldadas en las cuales el espesor de la parte conectada más delgada es de 0,18
in. (4,57 mm) o menos. Para los puntos de soldadura por arco el máximo espesor de
una sola plancha (Figura E2.2(C) de la Especificación) y el espesor combinado de dos
planchas (Figura E2.2(D) de la Especificación) se fijan en 0,15 in. (3,81 mm).
Los términos utilizados en esta sección de la Especificación coinciden con la
nomenclatura normalizada dada en el Código AWS (AWS, 1989).
En la Parte IV del Manual de Diseño (AISI, 1996) se incluyen tablas de diseño y
ejemplos de cálculo de uniones soldadas.
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
E2.1 Soldaduras de ranura en uniones a tope
Las ecuaciones de diseño para determinar la resistencia nominal de las
soldaduras de ranura en las uniones a tope se tomaron de la Especificación AISC
para LRFD (AISC, 1993). Por lo tanto, la definición dada por AISC para el espesor
efectivo de la garganta, te, también es aplicable a esta sección de la Especificación.
E2.2 Puntos de soldadura por arco
Los puntos de soldadura por arco utilizados para conectar planchas delgadas son
similares a las soldaduras de tapón utilizadas para planchas relativamente gruesas.
La diferencia entre las soldaduras de tapón y los puntos de soldadura por arco es
que las primeras se efectúan con orificios preperforados, mientras que para las
segundas no se requieren estos orificios. En cambio con el arco se quema un
orificio en la plancha superior que luego se rellena con metal fundido para unirla
con la plancha inferior o con un miembro del pórtico.
E2.2.1 Corte
Los ensayos de Cornell (Pekoz y McGuire, 1979) identificaron cuatro modos
de falla para los puntos de soldadura por arco, todos los cuales se tratan en esta
sección de la Especificación. Estos modos de falla son: (1) falla por corte de las
soldaduras en el área fundida, (2) desgarramiento de la plancha a lo largo del
contorno de la soldadura que estira la plancha en el borde de ataque de la
soldadura, (3) desgarramiento de la plancha combinado con pandeo cerca del
borde de salida de la soldadura, y (4) corte de la plancha detrás de la soldadura.
Se debe observar que muchas fallas, especialmente los desgarramientos de la
plancha, pueden estar precedidas o acompañadas por considerables
deformaciones inelásticas fuera del plano del tipo indicado en la Figura C-E2.21. Este comportamiento es similar al observado en placas anchas conectadas
mediante pasadores. Se debe evitar este comportamiento disponiendo las
soldaduras con una menor separación. Cuando se usan puntos de soldadura por
arco para conectar dos planchas a un miembro de un pórtico como se ilustra en
la Figura E2.2(D) de la Especificación, también se debe considerar la posible
falla por corte entre las planchas delgadas.
Figura C-E2.2-1 Distorsión fuera del plano de una unión soldada
El requisito que limita el espesor a 0,15 in. (3,81 mm) se debe al rango del
programa de ensayos que sirvió como base para estos requisitos. En las planchas
115
116
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
de menos de 0,028 in. (0,711 mm) de espesor se requieren arandelas para evitar
que las planchas se quemen excesivamente y se obtengan soldaduras de menor
calidad.
En comparación con las ediciones anteriores, en la edición 1996 de la
Especificación se introdujeron varias revisiones menores referidas a la
determinación de la resistencia nominal al corte de las soldaduras (Ecuación
E2.2.1-1 de la Especificación) y a la limitación de las relaciones Fu/Fsy para
utilizar las Ecuaciones E2.2.1-6a y E.2.2.1-6b. Se revisó la Ecuación E2.2.1-1 de
la Especificación para que fuera consistente con el informe de las
investigaciones (Pekoz y McGuire, 1979), y se modificaron las relaciones Fu/Fsy
limitantes para que fueran consistentes con la Sección A3.3.1 de la
Especificación.
E2.2.2 Tracción
Los requisitos de diseño del Anexo de 1989 para la capacidad de tracción de
los puntos de soldadura por arco se basaban en los ensayos informados por Fung
(1978) y en el estudio realizado por Albrecht (1988). Estos requisitos se
limitaban a la falla de las planchas, con limitaciones sobre las propiedades del
material y el espesor de las planchas. En 1996 se revisaron estos criterios de
diseño ya que los ensayos recientes efectuados en la Universidad de MissouriRolla (LaBoube y Yu, 1991 y 1993) mostraron que se pueden producir dos
estados límites potenciales. El modo de falla más común es el desgarramiento de
las planchas alrededor del perímetro de la soldadura. Se descubrió que esta
condición de falla es influenciada por el espesor de las planchas, el diámetro
promedio de las soldaduras y la resistencia a la tracción del material. En algunos
casos se descubrió que puede ocurrir falla por tracción de la soldadura. Se
determinó que la resistencia de la soldadura es función de la sección transversal
del área fundida y de la resistencia a la tracción del material de la soldadura.
Algunos ensayos (LaBoube y Yu, 1991 y 1993) también han demostrado que
cuando están reforzadas con una arandela las uniones soldadas de planchas
delgadas también pueden lograr la resistencia de cálculo dada por las Ecuaciones
E2.2.2-2 y E2.2.2-3 usando el espesor de la plancha más delgada.
Las ecuaciones dadas en la Especificación se derivaron a partir de los
ensayos en los cuales la carga de tracción aplicada imponía una carga
concéntrica sobre la soldadura, como sería el caso, por ejemplo, de las
soldaduras interiores de un sistema de cubierta sometido al levantamiento
provocado por el viento. El levantamiento provocado por el viento originaría
una carga de tracción excéntrica sobre las soldaduras ubicadas sobre el
perímetro de una losa o cubierta. Los ensayos han demostrado que se puede
producir una reducción de hasta el cincuenta por ciento de la resistencia nominal
de la conexión debido a la aplicación de cargas excéntricas (LaBoube y Yu,
1991 y 1993). También pueden ocurrir condiciones de excentricidad en las
uniones solapadas ilustradas en la Figura C-E2.2-2.
En una unión solapada entre dos secciones de tablero como la ilustrada en la
Figura C-E2.2-2 la longitud del ala no rigidizada y la extensión del avance de la
soldadura sobre el ala no rigidizada tienen un efecto considerable sobre la
resistencia de la unión soldada (LaBoube y Yu, 1991). La Especificación
reconoce la capacidad reducida de este tipo de conexiones estableciendo una
reducción del treinta por ciento para la resistencia nominal calculada.
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Soldadura interior
Unión
solapada sometida a carga
concéntrica
Soldadura exterior
sometida a carga
excéntrica
Viga
Figura C-E2.2-2 Soldadura interior, soldadura exterior y unión solapada
E2.3 Cordones de soldadura por arco
El comportamiento general de los cordones de soldadura por arco es similar al
de los puntos de soldadura por arco. En los ensayos de Cornell no se observaron
fallas por corte simple de los cordones de soldadura por arco (Pekoz y McGuire,
1979). Por lo tanto, la Ecuación E2.3-1 de la Especificación, la cual considera la
falla de las soldaduras por corte, se adoptó de los requisitos AWS para soldaduras
de planchas de acero (AWS, 1989).
La intención de la Ecuación E2.3-2 es impedir la falla por combinación de
desgarramiento por tracción y corte de las platabandas.
E2.4 Soldaduras de filete
En las soldaduras de filete de las muestras con uniones solapadas ensayadas en
las investigaciones de Cornell (Pekoz y McGuire, 1979), la dimensión w1 del canto
sobre el borde de la plancha generalmente era igual al espesor de la plancha; el otro
canto, w2, con frecuencia era dos o tres veces mayor que w1 (ver Figura E2.4(A) de
la Especificación). En este tipo de uniones la garganta de la soldadura de filete
normalmente es mayor que la garganta de las soldaduras de filete convencionales
del mismo tamaño. Se halló que habitualmente la falla última de las uniones con
soldadura de filete ocurren por desgarramiento de la placa adyacente a la soldadura.
Ver Figura C-E2.4-1.
A-A
A
a. Desgarramiento de la plancha
con filete transversal
b. Desgarramiento de la plancha
con filete longitudinal
Figura C-E2.4-1 Modos de falla de las soldaduras de filete
117
118
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
En la mayoría de los casos la mayor resistencia del material de las soldaduras
impide la falla por corte de las mismas, y por lo tanto los requisitos de esta sección
de la Especificación se basan en el desgarramiento de las planchas. Debido a que en
las investigaciones de Cornell se ensayaron muestras de hasta 0,15 in. (3,81 mm) de
espesor (Pekoz y McGuire, 1979), el último requisito de esta sección es para cubrir
la posibilidad de que para espesores superiores a 0,15 in. (3,81 mm) la dimensión
de la garganta sea inferior al espesor de la platabanda y el desgarramiento se
produzca en la soldadura en vez de en el material de las planchas.
E2.5 Soldaduras de ranura biselada
Se halló que el modo de falla primario de las secciones de acero conformado en
frío soldadas mediante soldaduras de ranura biselada, cargadas transversal o
longitudinalmente, es el desgarramiento de las planchas a lo largo del contorno de
la soldadura. Ver Figura C-E2.5-1.
Desgarramiento transversal
de la plancha
Desgarramiento longitudinal
de la plancha
Figura C-E2.5-1 Modos de falla de las soldaduras de ranura biselada
A excepción de la Ecuación E2.5-4, los requisitos de esta sección de la
Especificación pretenden impedir la falla por desgarramiento por corte. La
Ecuación E2.5-4 cubre la posibilidad de que las secciones de mayor espesor tengan
gargantas efectivas menores que el espesor del canal y que la falla de la soldadura
se vuelva crítica.
En la edición 1996 de la Especificación la anterior Figura E2.5(D) fue
reemplazada por cuatro nuevas ilustraciones que describen más detalladamente las
aplicaciones de las soldaduras de ranura biselada. Las Figuras E2.5(D) y E2.5(E)
muestran la condición en la cual la soldadura está emparejada al nivel de la
superficie. Esta soldadura es una soldadura precalificada en AWS D1.1-96 (AWS,
1996) que provee la definición de garganta efectiva para este tipo de soldadura. En
estas figuras se ilustra la distinción entre requisitos para soldaduras de ranura
biselada de corte doble y corte simple. Las Figuras E2.5(F) y E2.5(G) muestran las
soldaduras de ranura biselada que se utilizan frecuentemente en las construcciones
de acero conformado en frío, las cuales no están emparejadas al nivel de la
superficie. El canto vertical de la soldadura puede ser mayor (Figura E2.5(F)) o
menor (Figura E2.5(G)) que el radio de la superficie curva exterior. Como se indica,
la definición del canto horizontal de la soldadura es ligeramente diferente para cada
uno de los casos. No fue necesario incluir modificaciones con respecto a las
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
ediciones anteriores de la Especificación excepto en las definiciones de garganta
efectiva a utilizar con la Ecuación E2.5-4 de la Especificación.
E2.6 Soldaduras de resistencia
Los valores de resistencia al corte listados para planchas exteriores de 0,125 in.
(3,22 mm) de espesor o menos se basan en la publicación "Recommended Practice
for Resistance Welding Coated Low-Carbon Steels," AWS C1.3-70, (Tabla 2.1 Soldadura de puntos para acero galvanizado de bajo contenido de carbono). Los
valores dados para espesores exteriores mayores que 0,125 in. (3,22 mm) se basan
en la publicación "Recommended Practices for Resistance Welding," AWS C1.166, (Tabla 1.3 - Soldadura por pulsación de acero de bajo contenido de carbono") y
se aplican tanto a las soldaduras por pulsación como a las soldaduras de puntos. Son
aplicables para todos los grados estructurales de acero de bajo contenido de
carbono, sin recubrimiento o galvanizados con 0,90 oz/ft2 (2,7 N/m2) de plancha, o
menos, y se basan en valores seleccionados de AWS C1.3-70, Tabla 2.1; y AWS
C1.1-66, Tabla 1.3. Los valores correspondientes a los espesores intermedios se
pueden obtener interpolando linealmente. Los valores anteriores también se pueden
aplicar para aceros de contenido medio de carbono y de baja aleación. Para las
soldaduras de punto en estos aceros se obtienen resistencias al corte ligeramente
mayores que aquellas en las cuales se basan los valores anteriores; sin embargo, es
posible que requieran condiciones especiales de soldadura. En todos los casos las
soldaduras se deben realizar de acuerdo con AWS C1.3-70 y AWS C1.1-66 (AWS,
1966 y 1970).
E3
Uniones abulonadas
El comportamiento estructural de las uniones abulonadas en las construcciones de
acero conformado en frío es diferente al comportamiento en las construcciones de
acero laminado en caliente, principalmente debido al reducido espesor de las partes
conectadas. Antes de 1980 los requisitos incluidos en la Especificación AISI para el
cálculo de uniones abulonadas se basaban en los ensayos de Cornell (Winter, 1956a,
1956b). En 1980 se actualizaron estos requisitos para permitir una mejor coordinación
con las especificaciones RCSC (Research Council on Structural Connections, 1980) y
AISC (1978). En 1986 se agregaron a la Especificación AISI (AISI, 1986) requisitos
de diseño para el tamaño máximo de los orificios para bulones y la tensión de tracción
admisible de los bulones. En la edición 1996 de la Especificación se han introducido
algunos cambios menores para calcular la resistencia nominal a la tracción y la
resistencia nominal al corte de los bulones. La tensión admisible para los bulones
sometidos a una combinación de corte y tracción se determina mediante las
ecuaciones dadas en la Tabla E3.4-2 de la Especificación junto con el factor de
seguridad aplicable.
(a)
Alcance
Estudios previos y la experiencia práctica indican que el comportamiento
estructural de las uniones abulonadas que unen miembros de acero conformado
en frío relativamente gruesos elevado es similar al de los bulones que unen
perfiles de acero laminado en caliente y miembros armados. Los criterios de la
Especificación AISI solamente son aplicables para elementos o miembros de
acero conformado en frío cuyo espesor es menor que 3/16 in. (4,76 mm). Para
119
120
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
los materiales cuyo espesor no es menor que 3/16 in. (4,76 mm), ver la
Especificación AISC (AISC, 1989 y 1993).
Debido a la falta de datos de ensayos adecuados y a la existencia de numerosas
condiciones superficiales, esta Especificación no contiene criterios de diseño
para uniones friccionales. Cuando se utiliza este tipo de uniones en miembros de
acero conformado en frío en los cuales el espesor de la parte conectada más
delgada es menor que 3/16 in. (4,76 mm), se recomienda realizar ensayos para
confirmar su capacidad de cálculo. Los datos de ensayo deberían verificar que la
capacidad de cálculo especificada para la unión proporciona una seguridad
contra el resbalamiento inicial por lo menos igual a la que implican los
requisitos de AISC. Además, la seguridad contra la capacidad última debe ser al
menos igual que la que implica esta Especificación para las uniones de tipo
portante.
Los requisitos de la Especificación se aplican solamente cuando no hay luces
entre las capas unidas. El diseñador puede observar que la unión de un miembro
tubular rectangular por medio de un bulón o bulones que atraviesan dicho
miembro puede ser menos resistente que si no existiera ninguna luz. El
comportamiento estructural de las uniones que contienen luces inevitables entre
las capas unidas requieren ensayos conforme a la Sección F1 de la
Especificación.
(b)
Materiales
Esta sección lista cinco tipos de sujetadores diferentes que son los que
habitualmente se utilizan en las construcciones de acero conformado en frío.
Debido a que los bulones A325 y A490 sólo están disponibles con diámetros de
½ in. (12,7 mm) o mayores, si se requieren bulones de menor diámetro se deben
utilizar bulones A449 y A354 de Grado BD como equivalentes de los bulones
A325 y A490, respectivamente (diámetros menores que ½ in. (12,7 mm)).
En los últimos años se ha difundido el uso de otros tipos de sujetadores, con o
sin arandela, en las estructuras de acero conformado en frío. El diseño de estos
sujetadores se debe determinar mediante ensayos conforme al Capítulo F de esta
Especificación.
(c)
Colocación de los bulones
En las estructuras de acero conformado en frío las uniones abulonadas utilizan
bulones de acero de bajo contenido de carbono o de alta resistencia y se diseñan
como uniones portantes. No es necesario pretensar los bulones porque la
resistencia última de una unión abulonada es independiente del nivel de precarga
del bulón. La colocación debe garantizar que el conjunto abulonado no se
desarmará mientras esté en servicio. La experiencia demuestra que los bulones
instalados con un buen ajuste no se aflojan ni "retroceden" bajo las condiciones
habituales de los edificios si no están sometidos a vibraciones o fatiga.
Sin embargo, en las uniones friccionales los bulones se deben ajustar de manera
tal de garantizar que en los bulones se desarrollen las fuerzas de tracción
requeridas por el RCSC (Research Council on Structural Connections, 1985 y
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
1988) para cada tipo y tamaño de bulón. Es posible que las rotaciones con giro
de tuerca especificadas por el RCSC no sean aplicables porque estas rotaciones
se basan en longitudes de agarre mayores que las que se encuentran en las
construcciones de acero conformado en frío habituales. Sería necesario
establecer valores de giro de tuerca reducidos para la combinación de agarre y
bulón dada. Un programa de ensayos similar (RCSC, 1985 y 1988) podría
establecer un valor final para las llaves calibradas. Para ajustar las uniones
friccionales se pueden utilizar indicadores directos de la tracción (ASTM F959),
cuyas fuerzas de apriete publicadas son independientes del agarre.
(d)
Tamaños de las perforaciones
Los valores de la Tabla E3 de la Especificación correspondientes al máximo
tamaño de las perforaciones para bulones de diámetro mayor o igual que ½ in.
(12,7 mm) se basan en la Tabla 1 del RCSC (Research Council on Structural
Connections, 1985 y 1988), excepto que para el diámetro de las perforaciones
sobredimensionadas se permite un diámetro de perforación levemente mayor.
En el caso de los bulones cuyo diámetro es menor que ½ in. (12,7 mm), el
diámetro de una perforación estándar es igual al diámetro del bulón más 1/32 in.
(0,794 mm). Este tamaño máximo se basa en ediciones anteriores de la
Especificación AISI.
La información para el diseño de perforaciones sobredimensionadas y ranuradas
se incluyó en la Tabla E3 porque con frecuencia en la práctica se utiliza este tipo
de perforaciones para cumplir con las tolerancias dimensionales durante la etapa
de la construcción. Sin embargo, cuando se utilizan perforaciones
sobredimensionadas el diseñador debe garantizar que no habrá resbalamiento
bajo cargas de servicio. Las deformaciones excesivas que se pueden producir en
la dirección de las ranuras se puede impedir exigiendo el pretensado de los
bulones.
Las perforaciones con ranura corta habitualmente se tratan del mismo modo que
las perforaciones sobredimensionadas. A menos que mediante ensayos se
demuestre un comportamiento satisfactorio, se deben colocar arandelas sobre
las perforaciones sobredimensionadas o con ranura corta en un elemento
exterior. Para las conexiones con perforaciones con ranura larga la Sección E3.4
de la Especificación requiere el uso de arandelas o placas de refuerzo, y que la
capacidad de corte de los bulones se determine mediante ensayos porque es
posible que haya una reducción de la resistencia.
E3.1 Corte, separación y distancia a los bordes
En 1980 se revisaron los requisitos AISI sobre separación y distancias mínimas
a los bordes a fin de incluir requisitos adicionales para uniones abulonadas con
perforaciones estándar, sobredimensionadas y ranuradas. La distancia mínima al
borde de cada pieza individual conectada, emin, se determina empleando la
resistencia a la tracción del acero (Fu) y el espesor de la pieza conectada. En función
de los diferentes rangos de la relación Fu/Fsy, se utilizan dos factores de seguridad
diferentes para determinar la distancia mínima al borde requerida. Estos requisitos
121
122
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
de diseño se basan en la siguiente ecuación básica establecida a partir de los
resultados de ensayo:
e=
P
Fu t
donde e es la distancia mínima al borde requerida para impedir la falla por corte de
la pieza conectada para una fuerza, P, transmitida por un bulón, y t es el espesor de
la pieza más delgada conectada. A los fines del cálculo se utilizó un factor de
seguridad igual a 2,0 para Fu/Fsy ≥ 1,08 e igual a 2,22 para Fu/Fsy < 1,08, según el
grado de correlación entre la ecuación anterior y los datos de ensayo. En
consecuencia, cuando Fu/Fsy ≥ 1,08 el requisito AISI es igual al de la Especificación
AISC. Además, en 1980 se agregaron varios requisitos a la Especificación AISI
referidos a (1) la mínima distancia entre los centros de las perforaciones, según se
requiere para colocar los bulones, (2) la distancia libre requerida entre los bordes de
dos perforaciones adyacentes y (3) la mínima distancia entre el borde de la
perforación y el extremo del miembro. En la Especificación de 1986 se
mantuvieron estos mismos requisitos, que también se incluyen en esta edición 1996,
excepto que la relación Fu/Fsy limitante se redujo de 1,15 a 1,08 para ser consistente
con la Sección A3.3.1 de la Especificación. Los datos de ensayo usados para
desarrollar la Ecuación C-E3.1-1 están documentados en Winter (1956a y 1956b) y
Yu (1982, 1985 y 1992).
E3.2 Tracción en cada una de las partes conectadas
En la Especificación AISI la resistencia nominal a la tracción, Pn, en la sección
neta de las partes conectadas se basa en las cargas determinadas de acuerdo con las
Secciones C2 y E3.2 de la Especificación, cualquiera sean las que resulten menores.
Al utilizar las ecuaciones incluidas en la Sección E3.2 es necesario tener en cuenta
las siguientes observaciones:
1.
Los requisitos solamente son aplicables cuando el espesor de la parte conectada
más delgada es menor que 3/16 in. (4,76 mm). Para los materiales de más de
3/16 in. (4,76 mm) de espesor, la tensión de tracción admisible para el método
ASD se determina mediante la Especificación AISC (1989), y la resistencia a la
tracción de cálculo para el método LRFD se determina mediante la
Especificación AISC (1993).
2.
La resistencia nominal a la tracción Pn en la sección neta de un miembro
conectado se determina por la resistencia a la tracción de la pieza conectada
(Fu) y las relaciones de "r" y "d/s".
3.
Se incluyen diferentes ecuaciones para uniones abulonadas con y sin arandelas
(Chong y Matlock, 1974).
4.
La resistencia nominal a la tracción en la sección neta de un miembro
conectado se basa en el tipo de unión, ya sea una unión solapada de corte
simple o una unión a tope de corte doble.
(C-E3.1-1)
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
123
E3.3 Apoyos
Los datos de ensayo disponibles indican que la resistencia de apoyo de las
uniones abulonadas depende de diversas condiciones, tales como la resistencia a la
tracción y el espesor de las piezas conectadaza, si se trata de una unión con corte
simple o con doble corte, la relación Fu/Fsy y el uso de arandelas (Winter, 1956a y
1956b; Yu, 1982 y 1991; Chong y Matlock, 1974). En las Tablas E3.3-1 y E3.3-2
de la Especificación se dan las resistencias nominales de apoyo entre las piezas
conectadas correspondientes a diferentes condiciones. Para el método ASD la
resistencia de apoyo admisible se puede determinar usando la resistencia nominal
de apoyo y un factor de seguridad de 2,22. Para el método LRFD las tablas
proporcionan los factores de resistencia para diferentes tipos de uniones y
relaciones Fu/Fsy. Se debe observar que en la edición 1996 de la Especificación el
valor limitante de Fu/Fsy utilizado para las Tablas E3.3-1 y E3.3-2 también se
cambió de 1,15 a 1,08 a fin de ser consistente con la Sección A3.3.1 de la
Especificación.
E3.4 Corte y tracción en los bulones
La Especificación AISI para el diseño de acero conformado en frío incluye las
tensiones de corte admisibles de los bulones a utilizar en el cálculo de las uniones
abulonadas desde 1956. Sin embargo, hasta 1986 las tensiones de tracción
admisibles no estaban incluidas en la Sección E3.4 para el caso de bulones
sometidos a tracción. En la Tabla E3.4-1 de la Especificación las tensiones
admisibles especificadas para bulones A307 (≥ ½ in (12,7 mm)), A325 y A490 se
basan en la Sección 1.5.2.1 de la Especificación AISC (1978). Se debe observar que
los mismos valores también se utilizan en la Tabla J3.2 de la actual Especificación
AISC para ASD (1989). Para los bulones A307, A449 y A354 con diámetros
menores que ½ in. (12,7 mm) las tensiones de tracción admisibles se redujeron en
un 10 por ciento con respecto a las de los bulones con diámetros no menores que ½
in. (12,7 mm). Esto se debe a que para los bulones con diámetros de 1/4 in. (6,35
mm) y 3/8 in. (9,53 mm) el promedio de la relación (superficie traccionada) /
(superficie bruta) es igual a 0,68 - valor que es aproximadamente 10 por ciento
menor que la relación de superficies promedio igual a 0,75 correspondiente a
bulones de ½ in. (12,7 mm) y 1 in. (25,4 mm) de diámetro. En la Especificación
AISI para ASD/LRFD (1996) la Tabla E3.4-1 proporciona resistencias nominales a
la tracción para diferentes tipos de bulones con los factores de seguridad aplicables.
Las tensiones de tracción admisibles calculadas a partir de Fnt/Ω son
aproximadamente iguales a las permitidas por la Especificación AISI para ASD de
1986. Esta misma tabla también presenta los factores de resistencia a utilizar con el
método LRFD.
Los requisitos de diseño para los bulones sometidos a una combinación de corte
y tracción se añadieron a la Sección E3.4 de la Especificación en 1986. Las
ecuaciones de diseño dadas en la Especificación se basan en la Sección 1.6.3 de la
Especificación AISC (1978) para el diseño de bulones utilizados para uniones de
tipo portante. Las ecuaciones de diseño utilizadas para bulones A354, A449 y A307
con d < ½ in. (12,7 mm) se fueron derivadas de la siguiente ecuación para el
método ASD:
Ft′ = 1, 25Ft − Af v ≤ Ft
(C-E3.4-1)
124
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
donde
F't = tensión de tracción admisible reducida para bulones sometidos a una
combinación de corte y tracción
Ft = tensión de tracción admisible para bulones sometidos exclusivamente a corte
A = 1,8 para filetes no excluidos de los planos de corte
A = 1,4 para filetes excluidos de los planos de corte
fv = tensión de corte en el bulón
En 1996, cuando en la Especificación AISI para ASD/LRFD se combinaron los
requisitos de diseño para el método de las tensiones admisibles y el método de los
factores de carga y resistencia, las ecuaciones para determinar la tensión de tracción
nominal reducida, F'nt, para bulones sometidos a una combinación de corte y
tracción fueron incluidas en las Tablas E3.4-2 y E3.4-3 para los métodos ADS y
LRFD, respectivamente. Además, se incluyeron las Tablas E3.4-4 y E3.4-5 en
unidades del sistema internacional.
Se debe observar que la Tabla E3.4-2 de la Especificación también proporciona
dos factores de seguridad para el método ASD. La Tabla E3.4-3 incluye un factor
de resistencia para el método LRFD. Utilizando las ecuaciones dadas con los
factores de seguridad y los factores de resistencia aplicables se obtienen valores de
diseño similares a los permitidos en las ediciones anteriores de la Especificación
(AISI, 1986 y 1991).
En el cálculo de las uniones abulonadas también se debe considerar la
posibilidad de aplastamiento de la plancha conectada bajo la cabeza del bulón, la
tuerca o la arandela si los bulones están traccionados, especialmente en el caso de
revestimientos de poco espesor. En los perfiles no simétricos, tales como los
perfiles C y Z utilizados como correas o cintas, este problema es aún más grave
debido a la acción de palanca que resulta de la rotación del miembro que
frecuentemente se produce como consecuencia de las cargas normales al
revestimiento. El diseñador debe consultar códigos de producto aprobados,
especificaciones de los productos, otras bibliografías o bien realizar ensayos.
En la Parte IV del Manual de Diseño (AISI, 1996) se presentan tablas de diseño
y ejemplos de cálculo de uniones abulonadas.
E4
Uniones atornilladas
Se analizaron los resultados de más de 3500 ensayos realizados en todo el mundo
para formular requisitos para las uniones atornilladas (Pekoz, 1990). Se consideraron
las Recomendaciones Europeas (1987) y las Normas Británicas (1992), las cuales se
modificaron según resultó adecuado. Debido a que los requisitos se aplican a
numerosas uniones atornilladas y tipos de sujetadores, éstos implican un mayor grado
de conservadurismo que lo habitual en el resto de esta Especificación. La intención es
que estos requisitos se utilicen cuando no haya una cantidad suficiente de resultados de
ensayos disponibles para una aplicación determinada. Se puede obtener un mayor
grado de precisión ensayando cualquier aplicación dada (AISI, 1992).
Para lograr un comportamiento satisfactorio es importante la adecuada colocación
de los tornillos. Generalmente se utilizan herramientas eléctricas con controles de
torque ajustables y limitaciones a la profundidad de penetración.
Los ensayos de uniones atornilladas utilizados para formular los requisitos
incluyeron probetas con un solo sujetador y también probetas con múltiples
125
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
sujetadores. Sin embargo, se recomienda utilizar al menos dos tornillos para conectar
elementos individuales. De esta manera se logra redundancia para el caso de falta de
torque, exceso de torque, etc. y se limita la distorsión de las uniones solapadas de
miembros planos no conformados tales como flejes.
Para mayor conveniencia del diseñador, la Tabla C-E4-1 presenta la
correspondencia entre la designación numérica utilizada habitualmente para los
tornillos y su diámetro nominal. En la Figura C-E4-1 se indica la forma de medir el
diámetro nominal.
Tabla C-E4-1
Diámetro nominal de los tornillos
Designación
numérica
0
1
2
3
4
5
6
7
8
10
12
¼
Diámetro nominal, d
in.
mm
0,060
0,073
0,086
0,099
0,112
0,125
0,138
0,151
0,164
0,190
0,216
0,250
1,52
1,85
2,18
2,51
2,84
3,18
3,51
3,84
4,17
4,83
5,49
6,35
d
Figura C-E4-1
Diámetro nominal de los tornillos
E4.1 Separación mínima
La separación mínima es igual a la especificada para los bulones.
E4.2 Distancias mínimas a los bordes y a los extremos
Los ensayos han demostrado que las uniones atornilladas sometidas a corte en
casi todos los casos exhibirán falla de borde si la distancia entre el centro del
tornillo y el borde libre es menor que tres veces el diámetro del tornillo.
E4.3 Corte
E4.3.1 Conexiones sometidas a corte
Las uniones atornilladas sometidas a corte pueden fallar en un solo modo o
en una combinación de varios modos diferentes. Estos modos son corte del
126
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
tornillo, desgarramiento de los bordes, inclinación y posterior arrancamiento del
tornillo y apoyo de los materiales conectados.
La inclinación del tornillo seguida por el arrancamiento de los filetes de la
plancha inferior reduce la capacidad de corte de la conexión con respecto a la
resistencia de apoyo típica de la conexión (Figura C-E4-3).
Inclinación
o
Ap
yo
Pns
Ec. E4.3.1-3 de la Especif.
Ec. E4.3.1-1 de la Especif.
t2
Figura C-E4.3-1 Comparación de inclinación y apoyo
Estos requisitos se centran en los modos de falla por inclinación y apoyo. Se
dan dos casos que dependen de la relación de los espesores de los miembros
conectados. Normalmente la cabeza del tornillo está en contacto con el material
de menor espesor, como se ilustra en la Figura C-E4.3-2. Sin embargo, cuando
ambos miembros tienen el mismo espesor o cuando el miembro de mayor
espesor es el que está en contacto con la cabeza del tornillo, también es
necesario considerar la inclinación como se ilustra en la Figura C-E4.3-3.
t1
t2
Inclinación
apoyo
apoyo
N/A
Pns = 2,7 t1dFu1 ó
Pns = 2,7 t2dFu2
Figura C-E4.3-2 Ecuaciones de diseño para t2/t1 ≥ 2,5
t1
t2
Inclinación
apoyo
apoyo
3
1/2
Pns = 4,2 (t2 d) Fu2 ó
Pns = 2,7 t1dFu1 ó
Pns = 2,7 t2dFu2
Figura C-E4.3-2 Ecuaciones de diseño para t2/t1 ≤ 1,0
Es necesario determinar la menor capacidad de apoyo de los dos miembros
en base al producto de sus respectivos espesores y resistencias a la tracción.
E4.3.2 Tornillos sometidos a corte
La resistencia al corte del propio tornillo debe ser conocida y documentada a
partir de ensayos. El fabricante debe establecer y publicar la resistencia de los
tornillos. A fin de evitar la naturaleza frágil y brusca de la fractura por corte de
los tornillos, la Sección E4.3.2 de la Especificación requiere que la resistencia
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
del propio tornillo no sea menor que 1,25 veces la resistencia al corte
determinada aplicando la Sección E4.3.1 de la Especificación.
E4.4 Tracción
Las uniones atornilladas traccionadas pueden fallar ya sea por arrancamiento del
tornillo de la placa (arrancamiento) o por tracción del material por encima de la
cabeza del tornillo y la arandela, si es que se utilizan arandelas (aplastamiento), o
por fractura por tracción del tornillo. Los estados límites de servicio
correspondientes a distorsión bruta no están cubiertos por las ecuaciones dadas en la
Sección E4.4 de la Especificación.
El diámetro y la rigidez del conjunto de la cabeza del sujetador así como el
espesor y la resistencia a la tracción de la plancha afectan significativamente la
carga de falla por aplastamiento de una conexión.
En la actualidad se utilizan gran variedad de arandelas y tipos de cabeza. Las
arandelas deben tener un espesor de al menos 0,050 in. (1,27 mm) para soportar
esfuerzos de flexión con poca deformación o sin deformación alguna.
E4.4.1 Arrancamiento
Para el estado límite de arrancamiento, la Ecuación E4.4.1-1 de la
Especificación se derivó en base a las Recomendaciones Europeas modificadas
y los resultados de una gran cantidad de ensayos. Los datos estadísticos para el
cálculo al arrancamiento fueron presentados por Pejoz (1990).
E4.4.2 Aplastamiento
Para el estado límite de aplastamiento, la Ecuación E4.4.2-1 de la
Especificación se derivó en base a la Norma Británica modificada y los
resultados de una serie de ensayos informados por Pekoz (1990).
E4.4.3 Tornillos traccionados
La resistencia a la tracción de los tornillos también debe ser conocida y estar
documentada a partir de ensayos. A fin de impedir la falla por tracción frágil y
brusca del tornillo, la resistencia a la tracción del tornillo no debe ser menor que
1,25 veces el menor valor entre la resistencia al arrancamiento y la resistencia al
aplastamiento.
E5
Falla por corte
Las uniones ensayadas por Birkemoe y Gilmor (1978) demostraron que en las vigas
rebajadas es posible que se produzca una falla por desgarramiento como las que se
ilustran en la Figura C-E5-1 a lo largo del perímetro de las perforaciones. Los
requisitos incluidos en la Sección E5 de la Especificación para rotura por corte fueron
adoptados de la Especificación AISC (AISC, 1978). Se considera que con estos
requisitos se obtiene una estimación conservadora de la capacidad a rotura en el
extremo rebajado de una viga, despreciando la contribución de la superficie
traccionada. Para obtener información adicional sobre la resistencia a la rotura por
127
128
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
tracción y resistencia a la rotura de bloque por corte de las uniones (Figuras C-E5-1 y
C-E5-2), ver las Especificaciones AISC (AISC, 1989 y 1993).
Porción
rebajada
Falla por
desgarramiento
de la porción
sombreada
Viga
Falla por
desgarramiento
de la porción
Área de
sombreada
corte
Superficie
traccionada
Área de
corte
Superficie
traccionada
Po
Figura C-E5-1
Modos de falla para rotura de bloque por corte
Po
Po
Pequeña
fuerza
de tracción
Elevada
fuerza
de tracción
Elevada
fuerza
de corte
Po
Po
(b)
(a)
Figura C-E5-2
E6
Pequeña
fuerza
de corte
Rotura de bloque por corte en tracción
Conexiones a otros materiales
E6.1 Apoyos
Los requisitos de diseño para la resistencia nominal de apoyo sobre hormigón
fue adoptada de la primera edición de la Especificación AISC para LRFD (AISC,
1986). Los mismos requisitos de diseño se están utilizando en la actual
Especificación AISI (AISI, 1996).
E6.2 Tracción
Esta Sección se incluye en la Especificación para alertar a los calculistas sobre la
tracción en los sujetadores y en las piezas conectadas.
E6.3 Corte
Esta Sección de la Especificación se incluye para alertar a los calculistas.
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
F.
ENSAYOS PARA CASOS ESPECIALES
Todos los ensayos para (1) determinar y confirmar el comportamiento estructural y
(2) determinar las propiedades mecánicas deben ser realizados por un laboratorio de
ensayos independiente o por el laboratorio de ensayos de un fabricante. Se puede
obtener información sobre los ensayos para diafragmas de acero conformado en frío en
la publicación Design of Light Gage Steel Diaphragms (AISI, 1967). En la publicación
Cold-Formed Steel Design (Yu, 1991) se presenta una discusión general sobre los
diafragmas estructurales.
F1
Ensayos para determinar el comportamiento estructural
Esta sección de la Especificación contiene requisitos para obtener evidencia del
comportamiento estructural por medio de ensayos. Esta sección se limita a los casos en
los cuales el cálculo de la resistencia segura no se puede efectuar de acuerdo con los
requisitos de la Especificación.
En las estructuras de acero conformado en frío (como en cualquier otro tipo de
estructura) existen tipos de construcciones perfectamente aceptables y seguras cuya
composición o configuración no están cubiertas por los requisitos de la Especificación.
Por lo tanto, no es posible demostrar que su comportamiento es adecuado aplicando la
Especificación. Por ejemplo, además de los métodos de unión cubiertos por la
Especificación, es habitual emplear diferentes tipo de medios de unión. El hecho de
que estos no están específicamente cubiertos por la Especificación no significa que su
uso queda excluido. Sin embargo, ya que las estructuras en las cuales se utilizan estos
medios de unión no se pueden calcular de acuerdo con la Especificación (al menos en
cuanto a la resistencia de las uniones), los ensayos realizados conforme al Capítulo F
son el único medio de obtener evidencia de lo adecuado que resulta su comportamiento
estructural. Sería posible citar otros ejemplos similares.
F1.1 Diseño por factores de carga y resistencia
La determinación de la capacidad de carga de los elementos, conjuntos, uniones
o miembros ensayados se basa en los mismos procedimientos utilizados para
calibrar los criterios de diseño para LRFD, para lo cual el factor φ se puede calcular
utilizando la Ecuación C-A6.1.2-5. El factor de corrección Cp se utiliza en la
Ecuación F1.1-2 de la Especificación para determinar el factor φ de manera de
tomar en cuenta la influencia del pequeño número de ensayos (Pekoz y Hall, 1988b
y Tsai, 1992). Se debe observar que, cuando el número de ensayos es lo
suficientemente grande, el efecto del factor de corrección es despreciable. En la
edición 1996 de la Especificación AISI se revisó la Ecuación F1.1-3 ya que la
antigua fórmula para CP podría no ser conservadora para combinaciones de VP
elevado y muestra de pequeño tamaño (Tsai, 1992). Esta revisión permite reducir
el mínimo número de ensayos de cuatro a tres muestras idénticas. En consecuencia,
el límite de ±10% establecido para la desviación se relajó a ±15%. El empleo de CP
con un VP mínimo reduce la necesidad de esta restricción. En la Ecuación F1.1-3 de
la Especificación para CP se halló un valor numérico de CP = 5,7 para n = 3, por
comparación con un método biparamétrico desarrollado por Tsai (1992). Este se
basa en el valor dado de VQ y otras estadísticas listadas en la Tabla F1 de la
Especificación, suponiendo que VP no será mayor que alrededor de 0,2. Los
requisitos de la Sección F1.1(a) de la Especificación para n = 3 ayudan a
garantizarlo.
129
130
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Cuando en la Ecuación F1.1-2 de la Especificación se utiliza el valor mínimo
para VP de 6,5% para el caso de tres ensayos, se obtienen factores de seguridad
similares a los de la edición 1986 de la Especificación para ASD, es decir,
aproximadamente 2,0 para los miembros y 2,5 para las uniones. Los informes de
calibración para LRFD de Hsiao, Yu y Galambos (1988a) indican que VP casi
siempre es mayor que 0,065 para los componentes habituales de acero conformado
en frío, y que algunas veces puede alcanzar valores de 2,0 o superiores. El valor
mínimo de VP ayuda a impedir la potencial falta de conservadurismo en
comparación con los valores de VP implícitos en los criterios de diseño por LRFD.
Cuando se evalúa el coeficiente de variación VP a partir de datos de ensayo se
debe cuidar de utilizar el coeficiente de variación para una muestra. Este se calcula
de la siguiente manera:
VP =
s2
Rm
donde
s2 = varianza de las muestras de todos los resultados de ensayo
=
1 n
∑ (R i − R m ) 2
n − 1 i =1
Rm = promedio de todos los resultados de ensayo
Ri = resultado de ensayo i de un total de n resultados
Alternativamente VP se puede calcular como la desviación estándar de n
relaciones Ri/Rm.
Para las vigas que tienen un ala unida mediante sujetadores pasantes a un tablero
o revestimiento y el ala comprimida sin arriostramiento lateral (sometida al
levantamiento provocado por el viento), la calibración se basa en una combinación
de cargas de 1,17W - 0,9D con D/W = 0,1 (para una discusión detallada, ver
Sección C3.1.3 de este Comentario).
Los datos estadísticos necesarios para determinar el factor de resistencia se listan
en la Tabla F1 de la Especificación. Los datos listados para las uniones atornilladas
fueron añadidos en 1996 en base al estudio de uniones abulonadas informado por
Rang, Galambos y Yu (1979b). Los mismos datos estadísticos correspondientes a
Mm, VM, Fm y VF fueron utilizados por Pekoz para desarrollar los criterios de
diseño para uniones atornilladas (Pekoz, 1990).
F1.2 Diseño por tensiones admisibles
La ecuación del factor de seguridad Ω (Ecuación F1.2-2 de la Especificación)
convierte el factor de resistencia φ de los procedimientos de ensayo para LRFD de
la Sección F1.1 de la Especificación en un factor de seguridad equivalente para el
diseño por tensiones admisibles. El promedio de los resultados de ensayo, Rn, luego
se divide por el factor de seguridad para determinar una resistencia de cálculo
admisible. Se debe observar que la Ecuación F1.2-2 de la Especificación es idéntica
a la Ecuación C-A6.1.2-6 para D/L = 0.
F2
Ensayos para confirmar el comportamiento estructural
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
Los miembros, uniones y conjuntos que se pueden diseñar de acuerdo con los
requisitos de los Capítulos A a E de la Especificación no requieren ninguna
confirmación mediante ensayo de los resultados calculados . Sin embargo, es posible
que surjan situaciones especiales en las cuales sería deseable confirmar mediante
ensayos los resultados de los cálculos. Los ensayos pueden ser requeridos por el
fabricante, el ingeniero o una tercera parte interesada.
Debido a que el diseño se realiza de acuerdo con la Especificación, todo lo que se
requiere es que la muestra o conjunto ensayado demuestre una resistencia no menor
que la resistencia nominal aplicable, Rn.
F3
Ensayos para determinar las propiedades mecánicas
F3.1 Sección completa
En la Sección A7.2 de la Especificación se incorporan métodos explícitos para
utilizar los efectos del trabajo de conformación en frío. En dicha sección se
especifica que las propiedades mecánicas "conformadas", en particular la
resistencia a la fluencia, se pueden determinar ya sea mediante ensayos de la
sección completa o calculando la resistencia de las esquinas y calculando el
promedio ponderado para la resistencia de las esquinas y las porciones planas. La
resistencia de las porciones planas se puede tomar como la resistencia del acero
virgen antes de la conformación, o bien se puede determinar mediante ensayos de
tracción especiales sobre muestras cortadas de porciones planas de la sección
conformada. Esta sección de la Especificación detalla los tipos y métodos de
ensayo, y el número requerido para utilizar en relación con la Sección A7.2 de la
Especificación. Para detalles sobre los procedimientos de ensayo que se han
empleado para estos propósitos, pero que de ninguna manera deben ser
considerados como obligatorios, ver la Especificación AISI (1968), Chajes, Britvec
y Winter (1963) y Karren (1967). En la Parte VIII del Manual de Diseño AISI
(AISI, 1996) se incluye un método de ensayo de columna corta para determinar la
superficie efectiva de las columnas de acero conformado en frío.
F3.2 Elementos planos de secciones conformadas
La Sección F3.2 de la Especificación proporciona los requisitos básicos para
determinar las propiedades mecánicas de los elementos planos de las secciones
conformadas. Estas propiedades determinadas mediante ensayos se deben utilizar
en la Sección A7.2 de la Especificación para calcular el límite de fluencia promedio
de la sección conformada considerando el aumento de la resistencia debido al
trabajo en frío.
F3.3 Acero virgen
Para aceros diferentes a los de las Especificaciones ASTM listadas en la Sección
A3.1 de la Especificación, las propiedades relacionadas con la tracción del acero
virgen utilizadas para calcular el límite de fluencia incrementado de la sección
conformada también se deberían determinar de acuerdo con los Métodos
Normalizados de la Norma ASTM A370 (1994).
131
132
Comentario sobre la Especificación para Acero Conformado en Frío, AISI, 1996
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