INTRODUCCION
Este estudio presenta el conocimiento actual que se tiene del diseño de conexiones entre vigas,
entre vigas y columnas comúnmente usadas en edificios de acero. Cuando se diseña una
edificación para resistir las cargas ya sean estáticas o de fatiga, uno de los factores más
importantes que tiene que tomarse en cuenta, ya que afecta el costo y la seguridad, es el diseño
de sus conexiones. En las especificaciones de acero actuales se permiten tres tipos de sujetadores
para estas conexiones: las soldaduras, los tornillos son tornear y los tornillos de alta resistencia.
Para la selección del tipo de conexión a utilizar debe de tomarse en cuenta los reglamentos locales
de construcción, la economía, preferencias del proyectista, disponibilidad de buenos soldadores,
condiciones de carga y equipo disponible.
El informe se basa en las especificaciones de AISC (American Institute of Steel Construction) las
cuales clasifica las conexiones como totalmente restringidas y parcialmente restringidas, las
conexiones pueden ser atornilladas o soldadas, dentro de las conexiones de vigas atornilladas se
describen las conexiones reticulares, conexiones de asiento dentro de las cuales de divide en
conexiones de asiento no atiesado y con ángulos atiesadores.
Así como también se describen las conexiones a base de una sola placa o de placa cortante las
cuales son ideales y económicas para cargas ligeras. Para facilitar la comprensión de las diferentes
conexiones se presentan ejemplos de aplicación para cada una de las tipologías de conexiones en
edificios.
CONEXIONES CON PLACA DE EXTREMO DE CORTANTE
Consiste en una placa soldada a tope en taller contra el extremo de una viga y atornillada en
campo a una columna u otra viga. Para usar este tipo de conexión es necesario controlar
cuidadosamente la longitud de la viga y el corte a escuadra de sus extremos de manera que las
placas extremas queden verticales. También debe considerarse el combeo en su efecto sobre la
posición de la placa extrema. Después de un poco de práctica en montar miembros con
conexiones de placa de extremo, los fabricantes de estructuras llegan a apreciar este tipo de
conexión. Sin embargo, no es fácil obtener las dimensiones exactas, por lo que no son tan
comúnmente usadas como las conexiones de placa simple.
La parte (a) de la Figura 8.1 muestra una conexión de placa de extremo que es satisfactoria para
casos de restricción parcial.
Si la placa de extremo se extiende por arriba y debajo de la viga, como se muestra en la parte (b)
de la Figura 8.1, se logrará una resistencia por momento considerable.
Figura 8.1 Conexiones de placa de extremo
Los dos tipos de conexión: simple (PR) y la rígida (FR), la base de ambas conexiones es una placa
que se suelda en taller al extremo de una viga y se atornilla en campo a una columna o a otra viga.
Esta característica es una de las ventajas principales de este tipo de conexión; otra es que, por lo
común, se requieren menos tornillos que con otros tipos de conexiones, lo que hace más rápido
su montaje.
En una conexión simple, debe tenerse cuidado de hacer la conexión lo suficientemente flexible
como para que la rotación en el extremo de la viga sea posible. Esta flexibilidad puede lograrse si
la placa es relativamente corta y delgada, comparada con la versión de restricción completa de
esta conexión. El Manual Of Steel Construction, en su parte 9 sobre las “conexiones simples por
cortante”, recomienda que el espesor sea de entre 1/4in y 3/8in para lograr esta flexibilidad.
El diseño de las conexiones con placa de extremo, resistentes a momento, requiere de la
determinación del espesor de la placa, del tamaño o tamaños de la soldadura y de los detalles de
los tornillos. El diseño de las soldaduras y los tornillos es una aplicación directa de los
procedimientos tradicionales de análisis. Sin embargo, la determinación del espesor de la placa, se
basa en los resultados de investigaciones experimentales y estadísticas (Krishnamurthy, 1978). El
lado de tensión de la conexión es crítico; los tornillos en el lado de compresión sirven,
principalmente, para mantener la conexión bien alineada. Si el momento es reversible, el diseño
para el lado de tensión se emplean en ambos lados. El procedimiento general es el siguiente:
1. Determine la fuerza en el patín de tensión de la viga.
𝑀𝑢
𝑃𝑢𝑓 =
𝑑 − 𝑡𝑓
2. Seleccione los tornillos necesarios para resistir esta fuerza y dispongamos de manera
simétrica en dos filas respecto al patín de tensión. Los tornillos adicionales se colocan en el
patín de compresión según lo requiera la reacción de la viga, como un mínimo de dos. Si el
momento es reversible, utilice este mismo arreglo en el lado de compresión. Si no es así,
emplee un número nominal de tornillos para fines de alineación. El número total de
tornillos debe ser adecuado para resistir la fuerza cortante de la reacción de la viga.
Momento máximo en la T recortada: 𝑀𝑡 = 𝐹1 ∗ 𝑠
Donde: 𝐹1 =
𝑃𝑢𝑓
2
; s= distancia de la línea de carga al punto de inflexión =
𝑃𝑒
2
𝑃𝑒 = 𝑃𝑓 − 0.25𝑑𝑏 − 0.707𝑊
𝑃𝑓 = distancia de la línea de tornillos al patín de la viga, que, por lo regular es igual al
diámetro del tornillo (𝑑𝑏 ) mas 1/2in y W es el tamaño de la soldadura.
El momento 𝑀𝑡 es modificado por el factor ∝𝑚 = 𝑀𝑒𝑢 = 𝑀𝑡 *∝𝑚
1
𝐴𝑓 3
𝑃𝑒 1/4
(
)
(
)
∝𝑚 = 𝐶𝑎 ∗ 𝐶𝑏 ∗
∗
𝐴𝑤
𝑑𝑏
𝐶𝑏 = √
𝑏𝑓
𝑏𝑝
3. Considere una porción del patín de la viga y la placa adyacente para que actué como un
perfil T sometido a una carga a tensión aplicada a su alma como se ilustra en la Figura 8.2.
4. Seleccione el ancho y el espesor del “patín” de esta T para satisfacer los requisitos de
flexión.
5. Revise el cortante en la placa.
6. Diseñe las soldaduras.
Figura 8.2. Análisis considerando como un perfil T
El patín de tensión de la viga se une a la placa con una soldadura de ranura de penetración total o
con una soldadura de filete que rodee completamente el patín. Se debe desarrollar la fuerza total
del patín en el lado de tensión. El alma se suelda por ambos lados con las soldaduras de filete
capaces de resistir a la reacción de la viga. Las siguientes directrices adicionales deben cumplirse
para satisfacer los supuestos hechos en este procedimiento.
La placa y la viga debe tener el mismo esfuerzo de fluencia.
El diámetro de los tornillos no tiene que exceder de 1 ½ in.
Los tornillos deben tensionarse de acuerdo a la Tabla J3.1 del AISC.
La distancia vertical al borde tiene que ser de aproximadamente 1 ¾ d b, pero no menos
que 1 ½ db.
EJEMPLO.
Diseñe una conexión con placa de extremo para una viga W18X35. Esta conexión debe ser capaz
de transmitir un momento por carga factorizada de 173ft-kips y una fuerza cortante factorizada de
34kips. Utilice acero A36, electrodos E70XX y tornillos A325.
1. La fuerza en el patín es:
𝑃𝑢𝑓 =
𝑀𝑢
173 ∗ 12
=
= 120.2𝑘𝑖𝑝𝑠
𝑑 − 𝑡𝑓 17.7 − 0.425
Ensayar dos filas de dos tornillos en el patín superior y dos tornillos en el patín inferior con un
total de seis tornillos. La resistencia de diseño en tensión para un tornillo es:
𝜑𝑅𝑛 = 0.75 ∗ 90 ∗ 𝐴𝑏
Área requerida para un tornillo es:
𝐴𝑏 =
𝜑𝑅𝑛 𝑟𝑒𝑞𝑢𝑒𝑟𝑖𝑑𝑎
120.2/4
=
= 0.445𝑖𝑛2
0.75 ∗ 90
0.75 ∗ 90
Utilizar tornillos A325 de 7/8in de diámetro (𝐴𝑏 = 0.6013𝑖𝑛2 )
2. Fuerza cortante máxima a soportar
La fuerza cortante máxima que puede ser soportada por esta conexión se determina al considerar
la resistencia por deslizamiento crítico de los tornillos. Para seis tornillos:
𝜑𝑅𝑠𝑡𝑟 = 𝜑1.13𝜇𝑇𝑚 𝑁𝑏 𝑁𝑠 = 1 ∗ 1.13 ∗ 0.33 ∗ 39 ∗ 6 ∗ 1 = 87.3𝑘𝑖𝑝𝑠 > 34𝑘𝑖𝑝𝑠 𝑂𝐾!
∴ Utilizar seis tornillos, cuatro disponibles de forma simétrica con respecto al patín de tensión y
dos localizados en el patín de compresión.
3. Soldadura del Patín
Para la soldadura del patín, la longitud disponible es:
L=2bf + 2tf – tw = 2*6+2*0.425-0.3 = 12.55in
El tamaño requerido de soldadura es:
𝑤=
𝑃𝑢𝑓
120.2
=
= 0.4301 𝑖𝑛
0.707𝐿𝜑𝐹𝑤 0.707 ∗ 12.55 ∗ 31.5
Según la tabla J2.5 del AISC, el esfuerzo cortante ultimo 𝐹𝑤 en un filete de soldadura es 0.6 veces
la resistencia por tensión del material de aportación. Por lo tanto, el esfuerzo de diseño es 𝜑𝐹𝑤 ,
donde 𝜑 = 0.75
∴ 𝜑𝐹𝑤 = 0.75*0.6*70=31.5 ksi
Según la Tabla J2.4 del AISC establece valor mínimo de 5/16 para el tamaño de soldadura.
Por lo tanto se utilizara una soldadura de filete de 7/16 in.
4. Diseño de la placa de extremo
Para la placa de extremo:
𝑝𝑓 = 𝑑𝑏 +
1
= 0.875 + 0.50 = 1.375𝑖𝑛
2
𝑃𝑒 = 𝑃𝑓 − 0.25𝑑𝑏 − 0.707𝑊 = 1.375 − 0.25 ∗ 0.875 − 0.707 ∗
Para el ancho de la placa, emplee:
bp= bf + 1 = 6+1 = 7in
Entonces:
𝑀𝑡 = 𝐹1 𝑠 =
𝑃𝑢𝑓 𝑃𝑒 120.2 0.8470
∗ =
∗
= 25.45 𝑖𝑛 − 𝑘𝑖𝑝𝑠
2
2
2
2
7
= 0.8470𝑖𝑛
16
Ca=1.36 (Tabla 10-2, parte 10 del Manual)
𝐶𝑏 = √
𝑏𝑓
6
= √ = 0.9258
𝑏𝑝
7
𝐴𝑓
= 0.504 (𝑇𝑎𝑏𝑙𝑎 10 − 2, 𝑃𝑎𝑟𝑡𝑒 10 𝑑𝑒𝑙 𝑀𝑎𝑛𝑢𝑎𝑙)
𝐴𝑤
1
1
1
1
𝐴𝑓 3
𝑃𝑒 4
0.8470 4
) = 0.9939
∝𝑚 = 𝐶𝑎 ∗ 𝐶𝑏 ∗ ( ) ∗ ( ) = 1.36 ∗ 0.9258 ∗ (0.504)3 ∗ (
𝐴𝑤
𝑑𝑏
0.875
𝑀𝑒𝑢 = 𝑀𝑡 *∝𝑚= 25.29*0.9939= 25.29 in-kips
𝑡𝑝𝑟𝑒𝑞𝑢𝑒𝑟𝑖𝑑𝑎 = √
4𝑀𝑒𝑢
4 ∗ 25.29
=√
= 0.668𝑖𝑛
0.9𝑏𝑝 𝐹𝑦
0.9 ∗ 7 ∗ 36
Utilizar un espesor de placa de ¾ in.
El ancho efectivo máximo de la placa, recomendado por Krishnamurthy (1970) es:
Bf + 2w + tp =6+2*7/16+ ¾ = 7.62in > 7 in OK!
Revisando la fuerza cortante. La fuerza cortante en la placa es:
𝐹1 =
𝑃𝑢𝑓 120.2
=
= 60.1 𝑘𝑖𝑝𝑠
2
2
De la sección J5 del AISC, la resistencia por cortante, es:
𝜑𝑅𝑛 = 0.9 ∗ 0.6𝐴𝑔 𝐹𝑦 = 0.9 ∗ 0.6 ∗ 7 ∗
3
∗ 36 = 102𝑘𝑖𝑝𝑠 > 60.1 𝑘𝑖𝑝𝑠 𝑂𝐾!
4
5. Diseño soldadura del alma.
Para igualar la resistencia por cortante del alma, la resistencia requerida de la soldadura (dos
cordones, uno a cada lado del alma) es:
𝜑𝑣 𝑉𝑛
103
=
= 5.819 𝑘𝑖𝑝𝑠/𝑖𝑛
𝑑
17.7
El tamaño requerido de la soldadura es:
𝑤=
𝑃
5.819/2
=
= 0.131 𝑖𝑛
0.707𝜑𝐹𝑤 0.707 ∗ 31.5
Determine el tamaño requerido para resistir la flexión en el alma. Cuando el momento plástico se
ha alcanzado, el esfuerzo en el alma es igual al esfuerzo de fluencia y la carga por longitud unitaria
del alma es:
𝜑𝑏 (𝐹𝑦 ∗ 𝑡𝑤 ∗ 1) = 0.9 ∗ 36 ∗ 0.30 = 9.72
𝑘𝑖𝑝𝑠
𝑖𝑛
La carga por cordón de soldadura es 9.72/2=4.86 kips/in y el tamaño requerido de la soldadura es:
𝑊=
4.86
= 0.2182 > 0.131 𝑖𝑛 𝑂𝐾!
0.707 ∗ 31.5
El tamaño mínimo es de ¼ (Tabla J2.4 del AISC, con base en el espesor de la placa), por lo tanto se
utilizara una soldadura de filete de ¼ in.
DISEÑO DE CONEXIONES SOLDADAS DE ASIENTO PARA VIGAS
Otro tipo de conexión para vigas bastante flexible puede lograrse utilizando un ángulo de asiento,
como el mostrado en la Figura 15.15. Los asientos para vigas obviamente son una ventaja para los
operarios que realizan el montaje. Los conectores para esos ángulos pueden ser tornillos o
cordones de soldadura, pero sólo se considera aquí la conexión a base de soldadura.
Para una situación así, los ángulos de asiento por lo general se sueldan en taller a la columna y en
campo a la viga. Cuando se usa soldadura, en ocasiones los ángulos de asiento, también llamados
ángulos de repisa, se punzonan para recibir un perno de montaje, como se muestra en la figura
8.5. Si se desea, estos agujeros pueden ser ranurados, con el fin de facilitar la alineación de los
miembros.
Puede usarse una conexión con asiento sólo cuando se usa conjuntamente un ángulo en la parte
superior, como se muestra en la Figura 8.5. Este ángulo, que proporciona soporte lateral a la viga
puede colocarse en su parte superior o puede también colocarse opcionalmente a un lado de ella,
como se ve en la parte (a) de la fi gura 8.5. Como el ángulo en la parte superior supuestamente no
resiste ninguna carga, su tamaño puede seleccionarse a criterio del proyectista. Se usan ángulos
bastante flexibles que se flexionan junto con la viga a la que están conectados cuando ésta tiende
a rotar bajo las cargas a las que está sometida.
Figura 8.5. Conexión con asiento en viga.
Un ángulo que se emplea con frecuencia para esto es el de 4 X4 X 1/4.
Como se verá en las Tablas 10-5 a la 10-8 del AISC, las conexiones de vigas con asientos sin atiesar
pueden resistir sólo cargas factorizadas bastante ligeras. Para este tipo de carga ligera, dos
cordones verticales en los extremos del asiento son suficientes. El ángulo superior se suelda sobre
sus bordes horizontales, de modo que cuando la viga tienda a rotar, este ángulo flexible tenga
libertad de separarse de la columna y participar en la rotación.
Las resistencias de diseño de asientos dadas en las tablas del AISC se desarrollaron para ángulos
de asientos con lados salientes de 3 1/2 plg o 4 plg. El acero que se usa para los ángulos es A36
con Fy = 36 klb/plg2 y Fu = 58 klb/plg2.
Las resistencias de diseño en las tablas se obtuvieron considerando la fluencia por cortante y por
flexión de los lados salientes del ángulo de asiento, y también el aplastamiento del alma de la viga.
Los valores se calcularon con base en una saliente de 3/4 plg en vez de la de 1/2 plg nominal
usada para ángulos de conexión al alma. Este valor mayor se usó para tomar en cuenta posibles
errores por defecto en el proceso de laminación en las longitudes de las vigas.
DISEÑO DE CONEXIONES PARA VIGA DE ASIENTO NO ATIESADO
Una manera de soportar una viga diferente de las conexiones al alma de la misma puede consistir
en un ángulo de asiento, en cual se muestra en la Fig.8.6 y debe ser diseñado para resistir la
reacción completa de la viga. Se debe colocar, además, un ángulo en la parte superior de la viga
unido a la columna con la única finalidad de proveer soporte lateral; de manera alternativa, el
ángulo se puede colocar a un lado de la viga.
Fig. 8.6 Conexiones de asiento no atiesado.
Como se sigue tratando el caso de conexiones de extremo libre, no se debe desarrollar, en este
otro tipo de unión, ningún tipo de resistencia a momento, por lo que el asiento deberá ser
diseñado únicamente para resistir cortante y deberá ser lo suficientemente flexible para permitir
la rotación del extremo de la viga.
El espesor del ángulo de asiento se determina según la resistencia a la flexión en una sección
crítica del ángulo, lo cual dependerá de si el ángulo de asiento se encuentra unido a la viga.
Para un caso el que no exista unión entre el asiento y la viga, como en que se muestra en la Fig.8.7
a, la sección critica que se toma es la que se encuentra a lo largo de la línea superior de
sujetadores. Cuando existe la unión, la rotación en el extremo de la viga crea una fuerza que
restringe los tirones de la columna, es por eso que la sección crítica se toma en o cerca de la base
del filete del ala saliente del ángulo (Fig.8.7 b). Para el caso de un asiento soldado la sección crítica
se encuentra en una posición similar a la del último caso y esta es independiente de si existe unión
o no entre el asiento y la viga. (Fig.8.7c).
En la práctica muy rara vez se dejará el ángulo de asiento sin unión a la viga, por lo que los
procedimientos de diseño de esta sección utilizan las secciones críticas de las Fig.8.7b y 8.7c
tomadas a 3/8in de la cara del ángulo.
Fig. 8.7 Sección critica a flexión en ángulos de asiento.
La reacción de la viga ocurre en el centroide de la distribución de esfuerzos por aplastamiento,
como se muestra en la Fig.8.8 Esta reacción multiplicada por las distancias a la sección crítica y a la
conexión con la columna, nos da los momentos en dichas secciones.
Existen diferentes suposiciones para el cálculo de momento:
•
•
•
Una suposición conservadora será la de considerar la reacción en el centro del
ancho de contacto (Fig.2.3.3 a).
La consideración menos conservadora, la cual es también la suposición de las
tablas del Manual del AISC consiste en asumir la reacción en el centro de la longitud
de soporte requerida N, medida desde el extremo de la viga (Fig.2.3.3 b).
Otra distribución racional es la distribución que se muestra en la Fig.2.3.3 c y 2.3.3d,
la cual, dependiendo de la rigidez del ángulo de asiento, tomará su forma.
El diseño de asientos no atiesados incluye los siguientes pasos:
Fig. 8.8 Suposiciones de las distribuciones de esfuerzos por aplastamiento en conexiones de asiento
1. Determinar el ancho del asiento.
2. Determinar la longitud y espesor del ángulo.
3. Determinar la dimensión del ala del ángulo y el tamaño de la soldadura o el número y
ubicación de los tornillos.
Para determinar el ancho del asiento se necesita la longitud de soporte requerida (N) la cual es
función del estado límite de fluencia local del alma según AISC J10-2 o J10-3 así como el estado
límite de aplastamiento del alma AISC J10-4, J10-5 a, J10-5b. Por lo general el estado límite que
rige es el de fluencia local del alma.
ESTADO LIMITE DE FLUENCIA
a) Cuando la fuerza concentrada a ser resistida es aplicada a una distancia X del miembro de
extremo la cual es mayor a la mayor al peralte (d) del miembro. (X>d)
Rn = (5K + N)FyW tW ; 𝜃 = 1 (LRFD) (AISC J10-2)
b) Cuando la fuerza a ser resistida es aplicada a una distancia X del extremo del miembro la
cual es menor o igual al peralte (d) del miembro.(X≤ 𝑑)
Rn = (2.5K + N)FyW tW ; 𝜃 = 1 (LRFD) (AISC J10-3)
En donde:
tW = ancho del alma de la viga soportada
FyW = esfuerzo de fluencia de la viga soportada.
K= distancia de la cara exterior del patín al filete del alma.
LIMITE DE APLASTAMIENTO DEL ALMA
La resistencia nominal depende de:
a) Cuando la resistencia a la compresión es aplicada a una distancia X, la cual es mayor o igual
a d/2. (x≥ 𝑑/2)
1.5
𝑅𝑛 = 0.8(𝑡𝑤
)2 [1
𝐸Fywtf
𝑁 𝑡𝑤
+ 3( )( ) ]√
(AISC J10 − 4)
𝑑 𝑡𝑓
tw
𝜃 = 0.75 (LRFD)
b) Cuando la resistencia a la compresión es aplicada a una distancia X al extremo del miembro,
la cual es menor a d/2. (x< 𝑑/2)
Si N/d ≤ 𝟎. 𝟐
1.5
𝐸Fywtf
𝑁 𝑡𝑤
𝑅𝑛 = 0.4(𝑡𝑤 )2 [1 + 3 ( ) ( ) ] √
(AISC J10 − 5a)
𝑑 𝑡𝑓
tw
𝜃 = 0.75 (LRFD)
Si N/d >𝟎. 𝟐
1.5
𝑅𝑛 = 0.4(𝑡𝑤
)2 [1
𝐸Fywtf
4𝑁
𝑡𝑤
+(
− 0.2) ( ) ] √
(AISC J10 − 5b)
𝑑
𝑡𝑓
tw
𝜃 = 0.75 (LRFD)
En donde:
tW = ancho del alma de la viga soportada
FyW = esfuerzo de fluencia de la viga soportada
tf = espesor del patín de la viga.
d= peralte de la viga.
Existen una simplificación de las formulas anteriores mostradas, las cuales está dada por unas
constantes del apoyo del extremo de la viga, los valores de estas constantes están en la tabla 9-4
del AISC en base a los diferentes tipos de perfiles.
ECUACION
SIMPLIFICACION
∅ (LRFD)
Rn = (2.5K + N)FyW t W
Rn = 𝑅1 + 𝑁 𝑅2
1
Rn = (5K + N)FyW tW
Rn = 2𝑅1 + 𝑁 𝑅2
1
0.75
1.5
Rn = 2𝑅3 + 𝑁 𝑅4
1.5
Rn = 𝑅3 + 𝑁 𝑅4
0.75
Rn = 𝑅5 + 𝑁 𝑅6
0.75
𝐸Fywtf
𝑁 𝑡𝑤
𝑅𝑛 = 0.8(𝑡𝑤 )2 [1 + 3 ( ) ( ) ] √
𝑑 𝑡𝑓
tw
𝐸Fywtf
𝑁 𝑡𝑤
𝑅𝑛 = 0.4(𝑡𝑤 )2 [1 + 3 ( ) ( ) ] √
𝑑 𝑡𝑓
tw
1.5
𝑅𝑛 = 0.4(𝑡𝑤 )2 [1 + (
𝐸Fywtf
4𝑁
𝑡𝑤
− 0.2) ( ) ] √
𝑑
𝑡𝑓
tw
En donde:
La longitud de soporte N no puede ser menos que k. Generalmente el ancho del asiento no debe
ser menor a 3in.
El Ejemplo 15-5 ilustra el uso de las tablas 9.4 del Manual AISC para diseñar una conexión de viga
soldada con asiento no rigidizado. En el Manual se incluyen otras tablas para conexiones de
asiento atornillado y las conexiones soldadas de asiento rigidizado.
EJEMPLO
Diseñe una conexión de asiento no atiesada totalmente soldada con electrodos E70 para soportar
las reacciones RD = 20 klb y RL = 30 klb de una viga W24 * 55 (d = 23.6 plg, tw = 0.395 plg, tf =
0.505 plg y k = 1.01 plg). La conexión será al patín de una columna W14 * 68 (tf = 0.720 plg). Los
ángulos son A36, mientras que la viga y la columna tienen un Fy = 50 klb/ plg2 y un Fu = 65
klb/plg2.
REVISANDO EL APLASTAMIENTO DEL ALMA
Use un angulo con una saliente nominal de 12in por lo tanto la longitud de apoyo,
Usando la tabla 10-6 del AISC para angulo 8X4, determine t.
N= 3.5in.
DISEÑO DE CONEXIONES PARA VIGAS DE ASIENTO ATIESADO
Cuando las vigas se apoyan sobre conexiones de asiento y las reacciones factorizadas son muy
grandes, es necesario atiesar los asientos. Estas reacciones mayores causan momentos en los
lados horizontales o salientes de los ángulos de asiento que no pueden resistirse con los ángulos
de espesor estándar, a menos que de alguna manera se rigidicen. En las Figuras 8.7 (f) y 8.8 se
muestran conexiones características de asiento atiesado .
Fig. 8.7: (a) Asiento atiesado con ángulos atornillados. (b) Asiento atiesado con un perfil T
soldado. (c) Asiento atiesado con dos placas soldadas.
Los asientos atiesados pueden soldarse o atornillarse. Los asientos atornillados pueden atiesarse
con un par de ángulos, como se muestra en la parte (a) de la Figura 8.7. Se pueden usar como
atiesadores atornillados o soldados los perfiles estructurales T. En la parte (b) de la misma figura
se muestra un atiesador soldado. También se usan comúnmente los atiesadores soldados a base
de dos placas, como el mostrado en la parte (c). La Tabla 10-8 del AISC proporciona información
para el diseño de conexiones de asiento atiesadas.
VENTAJAS
•
•
Pocas partes
Pocos tornillos
DESVENTAJAS
•
•
Requiere ángulo de
estabilidad.
Resistencia limitada.
COMENTARIOS
•
Usada para conectar la viga al
alma de la columna.
Un asiento atiesado, pretende ser también una conexión a cortante solamente y es tratado como
“Tipo PR” por el LRFD.
Este tipo de conexión se utiliza cuando las reacciones son tan grandes que, el diseño de un asiento
no atiesado para soportar estas reacciones arrojaría la necesidad de utilizar ángulos demasiado
gruesos. Si se usa un ángulo de asiento atornillado, este puede utilizarse junto con el atiesador,
mientras que si se pretende utilizar soldadura, se puede usar un asiento atiesado en forma de Te.
La viga puede ser apoyada sobre el asiento de dos formas, una puede ser a lo lardo del plano del
atiesador y otra es a 90 grados del plano de este, ambos casos se encuentran representados en las
Figs.8.9a y 8.92b.
Fig. 8.9 Asiento atiesado con el alma de la viga alineada con el atiesador.
DISEÑO DE CONEXIONES RESISTENTES A MOMENTO TOTALMENTE RESTRINGIDO
En la siguiente figura se muestra una conexión resistente a momento que es popular entre muchos
fabricantes. En ella, los patines se unen con soldadura de ranura a la columna, mientras que el cortante se
transfiere por separado por una conexión de placa individual o lengüeta de cortante.
El terremoto de Northridge en 1994 en California, un buen número de fracturas frágiles se inició en
conexiones del tipo que se muestra en la siguiente figura. Es evidente que estas fracturas se iniciaron en o
cerca de las soldaduras de ranura de penetración completa entre los patines inferiores y los patines de las
columnas. Entre los factores involucrados en estas fallas están los efectos de muesca causados por las
barras de respaldo o de apoyo, que comúnmente se dejaban en su lugar. Otros factores fueron las
soldaduras con porosidad, así como la inclusión de escoria, las capacidades incompatibles de resistencia y
deformación de las secciones de acero, etcétera.
Para diseñar conexiones de viga de manera correcta el diseñador debe entender las condiciones de
esfuerzo en la estructura y como estos esfuerzos pueden ser transmitidos a través de las conexiones.
Dos consideraciones principales son las siguientes:
1. La mayoría de las fuerzas producto de la flexión ocurren en los patines, por lo tanto, si las
soldaduras o tornillos se diseñarán para transmitir estas fuerzas, ellos deberán ser colocados en los
patines de la viga.
2. De manera similar, la mayoría de las fuerzas cortantes en una viga ocurren en el alma, así que, las
soldaduras o tornillos necesarios para transmitir estas fuerzas, deben ser colocados de preferencia
ahí mismo.
Fig. 9.1 Conexión resistente a momento.
Para diseñar una conexión resistente al momento, el primer paso es calcular la magnitud de las fuerzas
internas de compresión y de tensión, C y T. Se supone que estas fuerzas se concentran en los centros de los
patines, como se muestra en la siguiente figura.
Fig. 9.2 Conexión resistente a momento.
Enseguida, se determinan las áreas de las soldaduras de penetración completa contra la columna. Éstas son
iguales a la magnitud de C o de T dividida entre el esfuerzo de diseño de una soldadura de ranura de
penetración completa, como lo establece la Tabla 14.1 (Tabla J2.5 del AISC), con ø=0.9.
Á𝑟𝑒𝑎 𝑟𝑒𝑞𝑢𝑒𝑟𝑖𝑑𝑎 =
𝐶𝑢 𝑜 𝑇𝑢 𝐶𝑎 𝑜 𝑇𝑎
ó
∅𝐹𝑦
𝐹𝑦/Ω
Con este procedimiento, es teóricamente posible tener un área de soldadura mayor que el área de la
sección transversal del patín. Entonces, sería teóricamente necesario usar una placa auxiliar en el patín
para resistir la fuerza adicional. (Podemos simplemente transferir todas las fuerzas mediante placas en los
patines. Algunas veces, los patines de la viga se sueldan con la ranura al ras de la columna en un externo y
conectadas a la viga en el otro extremo con las placas auxiliares ya descritas. Las fuerzas se transfieren de
la viga a la placa con soldaduras de filete y de la placa a la columna mediante soldadura de ranura.)
Investigaciones recientes en la Universidad de California y en la Universidad Lehigh han demostrado que la
capacidad total de momento plástico de una viga se puede desarrollar con soldadura de penetración
completa que se aplique solamente a los patines.
Fig. 9.3 Conexión resistente a momento.
La 𝑓𝑖𝑔𝑢𝑟𝑎 9.2 muestra una conexión resistente a momentos donde las fuerzas C y T son sustentadas por
los cubreplacas arriba y debajo de un perfil W. El momento que debe ser resistido se divide entre la
distancia entre los centros de gravedad de las partes superior e inferior del par (C y T) y luego se
seleccionan soldaduras o tornillos que proporcionen las resistencias de diseño necesarias así determinadas.
A continuación, se seleccionan una placa de cortante o un par de ángulos de conexión o un asiento de viga
para resistir la fuerza cortante. Finalmente, puede ser necesario, como se describe en la siguiente sección,
proporcionar atiesadores al alma de la columna, o bien seleccionar una sección mayor de columna.
En esta conexión particular, los valores T y C se transfieren por soldaduras de filete a las placas y por
soldaduras de ranura de las placas a las columnas. Para facilitar la soldadura de esas placas, éstas pueden
ahusarse, como se muestra en la parte inferior de la figura.
En una conexión rígida o continua del tipo mostrado en la figura, debe revisarse cuidadosamente la
resistencia de las placas superior e inferior. Si las placas están atornilladas, esta revisión implica la
resistencia a la tensión de la placa superior, incluido el efecto de los agujeros para los tornillos, así como el
cortante de bloque. La resistencia de diseño en compresión de la otra placa también debe revisarse.
Ejemplo No 6:
Diseñe una conexión resistente a momento para la viga 𝑊12 × 68 para la figura mostrada, con los patines
unidos a la columna con soldadura de ranura. La viga, que consiste en acero de 50𝑘𝑙𝑏/𝑝𝑙𝑔2 , tiene
reacciones en los extremos 𝑅𝐷 = 20 𝑘𝑙𝑏 y 𝑅𝐿 = 20 𝑘𝑙𝑏, junto con momentos 𝑀𝐷 = 60 𝑘𝑙𝑏 − 𝑝𝑖𝑒 Y 𝑀𝐿 =
90 𝑘𝑙𝑏 − 𝑝𝑖𝑒. Use electrodos E70.
Solución
3
8
Usando una 𝑊21 × 68 (𝑑 = 21.1 𝑝𝑙𝑔, 𝑏𝑓 = 8.27 𝑝𝑙𝑔, 𝑡𝑓 = 0.685 𝑝𝑙𝑔), 𝑇 = 18 𝑝𝑙𝑔
Diseño de las soldaduras para momento
𝑀𝑢 = (1.2)(60) + (1.6)(90) = 216 𝑘𝑙𝑏 − 𝑝𝑖𝑒
𝐶𝑢 = 𝑇𝑢 =
(12)(216)
= 127 𝑘𝑙𝑏
21.1 − 0.685
Á𝑟𝑒𝑎 𝑑𝑒 𝑠𝑜𝑙𝑑𝑎𝑑𝑢𝑟𝑎 𝑑𝑒 𝑟𝑎𝑛𝑢𝑟𝑎 =
127
= 2.82 𝑝𝑙𝑔2
(0.9)(50)
Fig. 9.4 Conexión resistente a momento.
𝐴𝑛𝑐ℎ𝑜 𝑟𝑒𝑞𝑢𝑒𝑟𝑖𝑑𝑜 =
2.82
2.82
=
4.22 𝑝𝑙𝑔 < 𝑏𝑓
𝑡𝑓
0.685
Por lo tanto use soldaduras de ranura de penetración completa 𝐸70 𝑑𝑒 5 𝑝𝑙𝑔 𝑑𝑒 𝑎𝑛𝑐ℎ𝑜
Diseño de las soldaduras para cortante
Ensaye soldadura de filete de ¼ 𝑝𝑙𝑔 en lengüetas de cortante (o en el ángulo de asiento o en el alma de la
viga)
1
4
𝑅𝑛 de soldadura por 𝑝𝑙𝑔 = 𝐹𝑛𝑤 𝐴𝑤𝑒 = (0.60 × 70) ( × 0.707) = 7.42 𝑘𝑙𝑏/𝑝𝑙𝑔
𝑅𝑢 = (1.2)(20) + (1.6)(20) = 56 𝑘𝑙𝑏
∅𝑅𝑢 = (0.75)(7.42) = 5.56 𝑘𝑙𝑏/𝑝𝑙𝑔
𝐿𝑜𝑛𝑔𝑖𝑡𝑢𝑑 𝑑𝑒 𝑠𝑜𝑙𝑑𝑎𝑑𝑢𝑟𝑎 𝑞𝑢𝑒 𝑠𝑒 𝑟𝑒𝑞𝑢𝑖𝑒𝑟𝑒 =
Por lo tanto use soldaduras de filete de
1
4
56
= 10.07 𝑝𝑙𝑔
5.56
1
2
𝑝𝑙𝑔 de 5 𝑝𝑙𝑔 de longitud en cada lado.
ATIESADORES DE ALMAS DE COLUMNAS
Fig. 9.5 Atiesadores de almas de columnas.
Si una columna a la que se conecta una viga se flexiona apreciablemente en la conexión, el momento
resistente de ésta se reducirá sin importar qué tan buena sea la conexión. Además, si la placa superior de la
conexión, al tratar de separarse de la columna, tiende a flexionar al patín de ésta, como se muestra en la
parte (a) de la figura, la parte media de la soldadura puede quedar sobreesforzada.
Cuando existe el peligro de que el patín de la columna se flexione, como se describe aquí, debemos
asegurarnos de que se proporcione el momento resistente calculado en la conexión. Esto puede lograrse
usando una columna más pesada con patines más rígidos o añadiendo placas atiesadoras al alma de la
columna, como se muestra en la parte (b) de la figura. Casi siempre es más conveniente usar una columna
más pesada, porque las placas atiesadoras en el alma de la columna resultan caras y molestas en su uso.
Los arquitectos objetan el uso de placas atiesadoras en el alma de las columnas por la dificultad que
presentan al libre paso de tuberías y conductos por la parte interior de éstas; sin embargo, esta dificultad
puede vencerse fácilmente. Primero, si la conexión es sólo a un patín de la columna, el atiesador no tiene
que extenderse más allá de la mitad del peralte de la columna, como se muestra en la parte (b) de la figura.
Si la conexión se hace en ambos patines de la columna, las placas atiesadoras de la misma pueden
recortarse para permitir el paso de los conductos, las tuberías, etc., como se muestra en la parte (c) de la fi
gura.
Si las fuerzas LRFD o ASD aplicadas desde el patín de la viga a la columna son mayores que cualquiera de
esos valores dados por las ecuaciones del AISC para la flexión local del patín, la fluencia local del alma, el
aplastamiento del alma, además del pandeo por compresión del alma, será necesario usar atiesadores de
columnas o placas de refuerzo para el alma de la columna o seleccionar una columna con un patín más
grueso.
El Manual del AISC presenta una serie de reglas para el diseño de atiesadores del alma de columnas. Éstas
se dan en la Especificación J10 del AISC.
1. El ancho del atiesador más la mitad del espesor del alma de la columna no debe ser menor que un
tercio del ancho del patín de la viga o de la mitad de la placa de conexión por momento que
transmite la fuerza concentrada.
𝑏𝑠𝑡 =
𝑡𝑤𝑐 𝑏𝑓𝑏
≥
2
3
𝑏𝑠𝑡 ≥
𝑏𝑓𝑏 𝑡𝑤𝑐
−
3
2
Lo que hace que
2. El espesor del atiesador no debe ser menor que tf /2 o que la mitad del espesor de la placa de
conexión por momento que transmite la carga concentrada y tampoco menor que el ancho
dividido por 16.
𝑡𝑠𝑡 ≥
𝑡𝑓𝑏
2
3. Si hay una conexión por momento aplicada sólo a un patín de la columna, la longitud de la placa del
atiesador no tiene que exceder de la mitad del peralte de la columna.
4. La placa del atiesador debe soldarse al alma de la columna con una resistencia suficiente para
tomar la fuerza causada por el momento desbalanceado sobre los lados opuestos de la columna.
Ejemplo No 7:
Se supone que una columna especifica es una 𝑊12 × 87 consiste en acero de 50𝑘𝑙𝑏/𝑝𝑙𝑔2 sujeta a 𝐶𝐷 =
𝑇𝐷 = 60 𝑘𝑙𝑏 y 𝐶𝐿 = 𝑇𝐿 = 90 𝑘𝑙𝑏 trasferidas por una conexión FR desde una viga 𝑊18 × 46 en un lado de
la columna. La conexión está situada a una distancia > 𝑑 desde el extremo de la columna se verá que esta
columna no es capaz de resistir fuerzas. a) Seleccione una columna con una sección 𝑊12 más grande que
sea satisfactoria. b) Usando una columna 𝑊12 × 87, diseñe los atiesadores para el alma de ésta, así como
las conexiones de los atiesadores y usando soldaduras 𝐸70 según el procedimiento SMAW.
Solución
La viga es una 𝑊18 × 46 (𝑏𝑓 = 6.06 𝑝𝑙𝑔, 𝑡𝑓 = 0.605 𝑝𝑙𝑔)
La columna es una 𝑊12 × 87 (𝑑 = 12.5 𝑝𝑙𝑔, 𝑡𝑤 = 0.515 𝑝𝑙𝑔, 𝑡𝑓 = 0.810 𝑝𝑙𝑔), 𝑘 = 1.41 𝑝𝑙𝑔
Revisamos para ver si las fuerzas transferidas a la columna son demasiado grandes.
Flexión local del patín
Utilizando ecuación J10-1 del AISC
𝑅𝑛 = 6.25𝑡𝑓 2 𝐹𝑦𝑓
∅ = 0.90 (𝐿𝑅𝐹𝐷)
(𝐉𝟏𝟎 − 𝟏)
Ω = 1.67 (𝐴𝑆𝐷)
2
𝑅𝑛 = 6.25 (𝑡𝑓 ) 𝐹𝑦 = 6.25 (0.810 𝑝𝑙𝑔)2 (50 𝑘𝑙𝑏/𝑝𝑙𝑔2 ) = 205 𝑘𝑙𝑏
LRFD ø = 0.9
∅𝑅𝑛 = 0.9(205) = 184.5 𝑘𝑙𝑏 < 216 𝑘𝑙𝑏
No es aceptable
Por lo tanto debe usarse una columna más grande o un par de atiesadores transversales.
Fluencia local del alma
Utilizando la ecuación J10-2 del AISC
La resistencia nominal, 𝑅𝑛 , será determinada como sigue:
a) Cuando la fuerza concentrada de resistencia se aplica a una distancia desde el extremo del
miembro que es mayor que la profundidad del miembro d,
𝑅𝑛 = (5𝑘 + 𝑁)𝐹𝑦𝑤 𝑡𝑤
(𝐉𝟏𝟎 − 𝟐)
b) Cuando la fuerza concentrada de resistencia se aplica a una distancia desde el extremo del
miembro que es menor o igual a la profundidad del miembro d,
𝑅𝑛 = (2.5𝑘 + 𝑁)𝐹𝑦𝑤 𝑡𝑤
(𝐉𝟏𝟎 − 𝟑)
dónde:
𝑘 = 𝑑𝑖𝑠𝑡𝑎𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑑𝑒𝑠𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑐𝑎𝑟𝑎 𝑒𝑥𝑡𝑒𝑟𝑖𝑜𝑟 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑏𝑟𝑖𝑑𝑎 𝑎 𝑙𝑎 𝑝𝑢𝑛𝑡𝑎 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑠𝑜𝑙𝑑𝑎𝑑𝑢𝑟𝑎 𝑑𝑒 𝑓𝑖𝑙𝑒𝑡𝑒, 𝑝𝑙𝑔 (𝑚𝑚)
𝐹𝑦𝑤 = 𝑒𝑠𝑓𝑢𝑒𝑟𝑧𝑜 𝑚𝑖𝑛𝑖𝑚𝑜 𝑑𝑒 𝑓𝑙𝑢𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑒𝑠𝑝𝑒𝑐𝑖𝑓𝑖𝑐𝑎𝑑𝑜, 𝑘𝑠𝑖 (𝑀𝑃𝑎)
𝑁 = 𝐿𝑜𝑛𝑔𝑖𝑡𝑢𝑑 𝑑𝑒 𝑠𝑜𝑝𝑜𝑟𝑡𝑒 𝑟𝑒𝑞𝑢𝑒𝑟𝑖𝑑𝑎
𝑡𝑤 = 𝑒𝑠𝑝𝑒𝑠𝑜𝑟 𝑑𝑒𝑙 𝑎𝑙𝑚𝑎 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑣𝑖𝑔𝑎, 𝑝𝑙𝑔. (𝑚𝑚)
𝑅𝑛 = (5𝑘 + 𝑁)𝐹𝑦𝑤 𝑡𝑤 = (5𝑥1.41 𝑝𝑙𝑔 + 6.06 𝑝𝑙𝑔)(0.515 𝑝𝑙𝑔) (50 𝑘𝑙𝑏/𝑝𝑙𝑔2 ) = 337.6 𝑘𝑙𝑏
LRFD ø = 1.0
∅𝑅𝑛 = 1.0(337.6) = 337.6 𝑘𝑙𝑏 > 216 𝑘𝑙𝑏 OK
Aplastamiento del alma
Utilizando la ecuación J10-4 del AISC
La resistencia nominal, 𝑅𝑛 , será determinada como sigue:
a) Cuando la fuerza de compresión concentrada de resistencia se aplica a una distancia desde el
extremo del miembro que es mayor o igual a 𝑑⁄2,
1.5
𝑅𝑛 = 0.80 (𝑡𝑤
)2
𝑏𝑓 𝑡𝑤
𝐸𝐹𝑦𝑤 𝑡𝑓
[1 + 3 ( ) ( ) ] √
𝑑
𝑡𝑓
𝑡𝑤
(𝐉𝟏𝟎 − 𝟒)
b) Cuando la fuerza de compresión concentrada de resistencia se aplica a una distancia desde el
extremo del miembro que es menor a 𝑑⁄2,
(i)
Para 𝑁⁄𝑑 ≤ 0.2
1.5
𝑅𝑛 = 0.40 (𝑡𝑤
(ii)
)2 [1
𝑁 𝑡𝑤
+ 3( )( )
𝑑 𝑡𝑓
𝐸𝐹𝑦𝑤 𝑡𝑓
]√
𝑡𝑤
(𝐉𝟏𝟎 − 𝟓𝒂)
Para 𝑁⁄𝑑 > 0.2
1.5
𝐸𝐹𝑦𝑤 𝑡𝑓
4𝑁
𝑡𝑤
𝑅𝑛 = 0.40 (𝑡𝑤 )2 [1 + (
− 0.2) ( ) ] √
𝑑
𝑡𝑓
𝑡𝑤
dónde:
𝑑 = 𝑝𝑟𝑜𝑓𝑢𝑛𝑑𝑖𝑑𝑎𝑙 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 𝑑𝑒𝑙 𝑚𝑖𝑒𝑚𝑏𝑟𝑜, 𝑝𝑙𝑔 (𝑚𝑚)
𝑡𝑓 = 𝑒𝑠𝑝𝑒𝑠𝑜𝑟 𝑑𝑒 𝑙 𝑝𝑎𝑡𝑖𝑛 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑣𝑖𝑔𝑎, 𝑝𝑙𝑔 (𝑚𝑚)
(𝐉𝟏𝟎 − 𝟓𝒃)
1.5
𝑅𝑛 = 0.8 (𝑡𝑤
)2 [1
𝑏𝑓 𝑡𝑤
+ 3( )( )
𝑑
𝑡𝑓
𝐸𝐹𝑦𝑡𝑓
]√
𝑡𝑤
𝑅𝑛 = 0.8 (0.515 𝑝𝑙𝑔)2 [1
6.06 𝑝𝑙𝑔 0.515 𝑝𝑙𝑔 1.5
(29𝑥103 𝑘𝑙𝑏/𝑝𝑙𝑔2 )(50 𝑘𝑙𝑏/𝑝𝑙𝑔2 )(0.810 𝑝𝑙𝑔)
+3(
)(
) ]√
12.5 𝑝𝑙𝑔 0.810 𝑝𝑙𝑔
0.515 𝑝𝑙𝑔
𝑅𝑛 = 556.7 𝑘𝑙𝑏
LRFD ø = 0.75
∅𝑅𝑛 = 0.75(556.7) = 417.5 𝑘𝑙𝑏 > 216 𝑘𝑙𝑏 OK
a) Seleccionando una columna más grande
Ensayar una 𝑊12𝑋96 (𝑡𝑓 = 0.900)
Pandeo local del patín
Utilizando ecuación J10-1 del AISC
2
𝑅𝑛 = 6.25 (𝑡𝑓 ) 𝐹𝑦 = 6.25 (0.900 𝑝𝑙𝑔)2 (50 𝑘𝑙𝑏/𝑝𝑙𝑔2 ) = 253.1 𝑘𝑙𝑏
LRFD ø = 0.9
∅𝑅𝑛 = 0.9(253.1) = 227.8 𝑘𝑙𝑏 > 216 𝑘𝑙𝑏 𝑶𝑲
Use una columna 𝑾𝟏𝟐𝑿𝟗𝟔
b) Diseño de los atiesadores del alma usando una columna W12X87 y las reglas sugeridas presentadas
antes de este ejemplo.
Á𝑟𝑒𝑎 𝑟𝑒𝑞𝑢𝑒𝑟𝑖𝑑𝑎 𝑝𝑎𝑟𝑎 𝑒𝑙 𝑎𝑡𝑖𝑒𝑠𝑎𝑑𝑜𝑟 =
𝐴𝑛𝑐ℎ𝑜 𝑚𝑖𝑛𝑖𝑚𝑜 =
1
𝑡𝑤 6.06 0.515
𝑏𝑓 −
=
−
= 1.76 𝑝𝑙𝑔
3
2
3
2
𝑡 𝑚𝑖𝑛𝑖𝑚𝑜 𝑑𝑒 𝑙𝑜𝑠 𝑎𝑡𝑖𝑒𝑠𝑎𝑑𝑜𝑟𝑒𝑠 =
𝐴𝑛𝑐ℎ𝑜 𝑟𝑒𝑞𝑢𝑒𝑟𝑖𝑑𝑜 =
216 𝑘𝑙𝑏 − 184.5 𝑘𝑙𝑏
= 0.63 𝑝𝑙𝑔2
50 𝑘𝑙𝑏/𝑝𝑙𝑔2
0.63 𝑝𝑙𝑔2
= 0.358 𝑝𝑙𝑔 𝒅𝒊𝒈𝒂𝒎𝒐𝒔, 𝟑/𝟖 𝒑𝒍𝒈
1.76 𝑝𝑙𝑔
0.63 𝑝𝑙𝑔2
= 1.68 𝑝𝑙𝑔 𝒅𝒊𝒈𝒂𝒎𝒐𝒔, 𝟒 𝒑𝒍𝒈 𝒑𝒂𝒓𝒂 𝒑𝒓𝒐𝒑𝒐𝒔𝒊𝒕𝒐 𝒑𝒓𝒂𝒄𝒕𝒊𝒄𝒐𝒔
0.375 𝑝𝑙𝑔
𝐿𝑜𝑛𝑔𝑖𝑡𝑢𝑑 𝑚𝑖𝑛𝑖𝑚𝑎 =
𝑑
12.5
−𝑡𝑓 =
− 0810 = 5.45 𝑝𝑙𝑔 𝒅𝒊𝒈𝒂𝒎𝒐𝒔, 𝟔 𝒑𝒍𝒈
2
2
Diseño de las soldaduras de las placas atiesadoras:
Tamaño mínimo de la soldadura como lo requiere la tabla J-2. Del AISC
=
3
𝑝𝑙𝑔 𝑏𝑎𝑠𝑎𝑛𝑑𝑜𝑠𝑒 𝑒𝑛 𝑒𝑙 𝑎𝑙𝑚𝑎 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑐𝑜𝑙𝑢𝑚𝑛𝑎 𝑡𝑤 = 0.515 𝑝𝑙𝑔
16
𝐿𝑜𝑛𝑔𝑖𝑡𝑢𝑑 𝑟𝑒𝑞𝑢𝑒𝑟𝑖𝑑𝑎 𝑑𝑒 𝑠𝑜𝑙𝑑𝑎𝑑𝑢𝑟𝑎 =
126 𝑘𝑙𝑏 − 184.5 𝑘𝑙𝑏
(0.75)(060 × 70 𝑘𝑙𝑏/𝑝𝑙𝑔2 )(0.707)(
𝒅𝒊𝒈𝒂𝒎𝒐𝒔, 𝟖 𝒑𝒍𝒈
3
𝑝𝑙𝑔)
16
= 7.54 𝑝𝑙𝑔
COMPORTAMIENTO SÍSMICO DE LAS ESTRUCTURAS DE ACERO
Los edificios con estructuras de acero, han sido construidos desde hace muchas décadas,
principalmente en países desarrollados económica y tecnológicamente. Los terremotos de
Northridge, USA, ocurrido en 1994 (Magnitud Richter 6.8) y de Hyogo-ken Nanbu (Kobe), Japón, en 1995
(Magnitud Richter 7.2) que afectaron zonas de dos países que son considerados líderes en la
ingeniería sismorresistente, representaron pruebas severas para las construcciones metálicas. En ambos
terremotos no se registraron colapsos de edificios con estructura de acero y las primeras inspecciones
realizadas inmediatamente después del sismo (usualmente desde el exterior del edificio) indicaron
un adecuado comportamiento, sin daños observables a simple vista. Esta situación se consideró como un
éxito de la ingeniería y de la industria de la construcción en acero. Sin embargo, los estudios más
detallados que se realizaron posteriormente revelaron que un número importante de edificios, muchos de
los cuales fueron diseñados con reglamentaciones modernas, se encontraban seriamente afectados.
Los problemas más sorprendentes y serios se registraron en marcos resistentes a momento (sin
arriostramientos), donde se observó un inadecuado comportamiento de las conexiones, particularmente
en los nudos viga-columna, con la ocurrencia de distintos tipos de falla por fractura de soldaduras y
placas (ver figura 2).
Como resultado de los daños observados en el terremoto de Northridge, se implementó en Estados
Unidos un programa de investigación analítico experimental de gran alcance, destinado a analizar las
causas de las fallas relevadas y a proponer soluciones aplicables tanto al diseño de nuevas
construcciones como a la reparación de las existentes. Este programa, denominado SAC (siglas del nombre
de las tres organizaciones norteamericanas que formaron el consorcio: SEAOC, ATC y CUREE).
El programa SAC permitió obtener valiosa información al respecto publicada por Federal Emergency
Managment Agency (FEMA 2000a, 2000b, 2000c, 2000d, 2000e, 2000f). Esta información ha sido
incorporada en las especificaciones sísmicas de AISC (AISC 2005a y AISC 2010).
Fig. 9.6. Fractura de la soldadura de penetración completa en una conexión de marco
resistente a momento (Earthquake Engineering Research Institute, Slides on the January
17, 1994, Northridge Earthquake, Set I: An Overview).
Los resultados obtenidos del programa SAC indican que las causas que llevaron a la ocurrencia de las fallas
observadas son múltiples. Entre las más importantes, puede mencionarse:
•
•
•
El uso de electrodos inadecuados, que no califican para obtener valores de resiliencia
requeridos. Los ensayos realizados sobre probetas obtenidas de edificios con daños por fractura
mostraron valores muy reducidos de resiliencia (mediante el ensayo de Charpy en probetas
con muesca en V).
La práctica constructiva de dejar elementos de respaldo (steel backing) que, si bien sirven
durante el proceso de soldadura de cordones de penetración completa, generan problemas en la
raíz de la soldadura (ver Figura 3).
El uso de prácticas constructivas no recomendadas, como el calentamiento excesivo de las piezas a
soldar para aumentar la velocidad de deposición del material de soldadura.
Fig. 9.7 Detalle de la soldadura en el ala inferior de una viga.
Para diseñar conexiones de viga de manera correcta el diseñador debe entender las condiciones de
esfuerzo en la estructura y como estos esfuerzos pueden ser transmitidos a través de las conexiones.
Dos consideraciones principales son las siguientes:
3. La mayoría de las fuerzas producto de la flexión ocurren en los patines, por lo tanto, si las
soldaduras o tornillos se diseñarán para transmitir estas fuerzas, ellos deberán ser colocados en los
patines de la viga.
4. De manera similar, la mayoría de las fuerzas cortantes en una viga ocurren en el alma, así que, las
soldaduras o tornillos necesarios para transmitir estas fuerzas, deben ser colocados de preferencia
ahí mismo.
CONCLUSIÓN
▪
El fin de los atiesadores es el de prever resistencia adicional, si se requiere, a los patines y alma
de las columnas para evitar que en ellos se dé la flexión. En la mayoría de los casos es más
conveniente usar una columna más pesada porque las placas atiesadoras en el alma de la
columna resultan caras y molestas en su uso.
• BIBLIOGRAFIA
✓ Jack C. McCormac, Stephen F.Csemak. Diseño de estructuras de acero. , 5ta edición
Alfaomega.
✓ http://eventos.iingen.unam.mx/ConexionesAcero/FUNDAMENTOS%20DEL%20DISEnO
%20DE%20CONEXIONES_3.pdf
✓ http://catarina.udlap.mx/u_dl_a/tales/documentos/lic/peternell_a_le/capitulo2.pdf
✓ Segui, William T. Diseño de estructuras de acerco con LRFD. Segunda edición.
✓ http://catarina.udlap.mx/u_dl_a/tales/documentos/lic/peternell_a_le/capitulo3.pdf